НАЦІОНАЛЬНИЙ ТЕХНІЧНИЙ УНІВЕРСИТЕТ УКРАЇНИ

"КИЇВСЬКИЙ ПОЛІТЕХНІЧНИЙ ІНСТИТУТ"

МЕХАНІКО-МАШИНОБУДІВНИЙ ІНСТИТУТ

ТЕЗИ ДОПОВІДЕЙ

загальноуніверситетської науково-технічної конференції

молодих вчених та студентів,

присвяченої дню Науки

СЕКЦІЯ

"МАШИНОБУДУВАННЯ"

ПІДСЕКЦІЯ "ІНТЕГРОВАНІ ТЕХНОЛОГІЇ МАШИНОБУДУВАННЯ"

2014р.

2

Тези доповідей загальноуніверситетської науково-технічної конференції молодих вчених та студентів, присвяченої дню Науки. Секція "Машинобудування", підсекція "Інтегровані технології машинобудування" / Укладач Вовк В.В., Юхимчук В.М. – К: НТУУ "КПІ", 2014. – 104 с. В збірці наведено тези доповідей загальноуніверситетської науково-технічної конференції молодих вчених та студентів, присвяченої дню Науки (секція "Машинобудування", підсекція "Інтегровані технології машинобудування"). Укладач: Вовк В’ячеслав Володимирович, к.т.н., ст. викл., Юхимчук Володимир Миколайович, аспірант кафедри інтегрованих технологій машинобудування НТУУ "КПІ" За редакцією авторів Підписано до друку 08.04.2014р. Формат 60х90/16.Папір офсетний. Друк – різографія. Наклад 20 прим.__________________________________________________________ НТУУ "КПІ", ММІ

3

УДК 621.9.07

Абдибаев Максут. студ.; Солодкий В.И. к.т.н. доц.

СРАВНЕНИЕ МЕТОДОВ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ЗАДНИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ СПИРАЛЬНЫХ СВЕРЛ

Большинство методов заточки сверл отличаются друг от друга не только технологическими особенностями, но и формой задних поверхностей сверла. Поэтому между сверлами с разной заточкой даже при одинаковых значениях углов при вершине 2 и номинального значения заднего угла нет совпадения по распределению задних углов вдоль главных кромок. Более того, даже при равенстве значений задних углов, геометрические параметры поперечной кромки будут разными.

Таким образом, форма задней поверхности является необходимым, но недостаточным признаком классификации методов заточки спиральных сверл. Одну и ту же форму задней поверхности сверла можно получить разными технологическими приемами и разными методами заточки. Поэтому целесообразно ввести дополнительную классификацию методов заточки сверл, а и именно - задняя поверхность сверла образованная однородным или комбинированным методом заточки.

Однородный метод характеризуется тем, что вся задняя поверхность сверла образуется с одной установки, без изменения формообразующих движений. При комбинированном метоле задняя поверхность сверла состоит из нескольких участков, образованных однородными методами поочередно.

Однородные методы заточки можно классифицировать по следующим признакам. Принципиальные особенности формы главных задних поверхностей сверла и рабочей поверхности шлифовального круга, а также вращение вокруг оси сверла в ходе формообразования приведены в таблице 1. Каждое сочетание этих признаков определяет один метод заточки и позволяет легко выявить его границы.

Таблица1. Параметры заточки сверл Тип заточки соответственно форме задней поверхности сверла

Вращение сверла вокруг своей оси Вращение отсутствует Вращение присутствует

Форма поверхности абразивного заточного инструмента Простая Фасонная Простая Фасонная

Метод затачивания сверла Конический Конический - Планетарный -

Винтовой Винтовой

эксцентричный -

Сложно-винтовой

Винтовой

Цилиндрический Сложно-

цилиндрическийФасонный - -

Правильно построенная технология обработки позволяет при всех методах заточки достигнуть равноценной симметричности задних поверхностей. Однако при конической и фасонной заточке для этого требуется повышенная квалификация рабочего, более высокая точность изготовления станка и усложненный цикл обработки по сравнению с планетарным, винтовым и сложно-винтовым методами.

Сравнение геометрических параметров сверл показало, что требуемый характер изменения задних углов вдоль режущей кромки сверла, может быть обеспечен любым из приведенных методов.

4

Следовательно, характер изменения задних углов вдоль кромок не может служить причиной отклонения эксплуатационных параметров сверл, что подтверждается равенством крутящих моментов у сверл с разной заточкой.

Главное различие, определяемое методом заточки, заключается в различии геометрических параметрах поперечной кромки, на которой процесс деформации стружки представляет сложное сочетание выдавливания и резания с отрицательными передними углами.

Около 60% осевой силы и 10% крутящего момента при сверлении приходятся на поперечную кромку. Осевая составляющая нагрузки снижается с уменьшением отрицательных передних углов на поперечной кромке, ее протяженности, а также длины пути образующейся на ней стружки до выхода в стружечную канавку.

В связи с этим методы заточки в порядке возрастания осевой силы при сверлении образуют ряд - винтовая, двухплоскостная, сложно-винтовая, коническая и планетарная. Такое соотношение сохраняется при всех режимах сверления. Если минимум крутящего момента, достигается при угле наклона поперечной режущей 55…60°, то минимум осевой силы для всех методов заточки лежит в области более низких значения угла наклона поперечной кромки 35…45°.

Изменение угла наклона с 55 до 45° снижает осевую силу в среднем в 1,5 раза и нивелирует различие между методами заточки, что связано с облегчением схода стружки, образующейся на поперечной кромке. В тоже время применение сверл с углом наклона поперечной кромки менее 35° приводит к значительному увеличению огранки обработанного отверстия.

Увеличение доли осевой силы, приходящейся на поперечную кромку, сопровождается возрастанием тепловых процессов, что приводит к возрастанию температуры в зоне резания. Исследования показали, что в зависимости от условий резания на поперечной кромке температура периферийных точек главных кромок может изменяться в диапазоне 30…50°. Не смотря на то, что с увеличением скорости резания температура главных кромок возрастает - разность температур у сверл с отличающейся заточкой остается фактически неизменной.

Проведенные исследования показали, что в условиях равенства геометрических параметров стойкость сверл с конической, планетарной, винтовой и двухплоскостной заточкой примерно одинаковы. Одноплоскостной метод, из-за больших задних углов, обеспечивает стойкость сверл на 20…25% более низкую. Исследование характера изучение износа по задней поверхности выявило почти двукратное преимущество винтовой заточки.

На основании выполненного анализа можно утверждать, что основные параметры работоспособности сверл (стойкость инструмента и усилия резания) мало зависят от метода затачивания задних поверхностей сверла. При эксплуатации сверл основное внимание необходимо обращать на правильный выбор геометрических параметров и режимов резания, соответствующих обработке конкретного материала заготовки.

5

УДК 621.9

Алеян Г.C., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл.

ГЕОМЕТРІЯ СВЕРДЛА З ПЛАСТИНОЮ ТВЕРДОГО СПЛАВУ

Одним із шляхів підвищення продуктивності оброблення є забезпечення працездатності інструменту при високих режимах різання. Одним із основних чинників, які визначають працездатність є геометричні параметри різальної частини інструменту. Одним із інструментів, що мають нераціональну геометрію є спіральні свердла. На кафедрі інтегрованих технологій машинобудування розроблена загальна теорія визначення геометричних параметрів різальних інструментів, яка є інструментом для їх аналізу та вдосконалення з метою забезпечення раціональних геометричних параметрів вздовж різальної кромки. На основі цієї теорії отримано залежності для визначення статичних та кінематичних геометричних параметрів для стандартних спіральних свердел, і застосування цих залежностей для свердел з пластиною твердого сплаву вимагає проведення розрахунку ще деяких величин, повязаних з особливостями конструкції таких свердел.

До таких особливостей відноситься те, що геометрія свердла визначається геометрією пластини твердого сплаву (рис. 1), а саме: свердло з пластиною твердого сплаву має не гвинтову, а плоску передню поверхню, розташовану під кутом ïë , задня

поверхня як і у стандартного спірального свердла є плоскою, але її положення задано кутом в перерізі, нормальному до різальної кромки.

Рис. 1 Пластина твердого сплаву за ГОСТ 25399-90

Залежність для визначення статичного переднього кута спірального свердла в будь-якій точці різальної кромки має вигляд:

cc

xc tg

tgtg

cos

sin ,

де x - кут нахилу гвинтової поверхні в циліндричному перетині,

концентричному осі свердла; c - статичний кут в плані; - кут, що визначає напрям швидкості головного руху різання.

Кути c та визначаються по існуючих залежностях:

cos tgtg c , xR

rsin ,

де - інструментальний кут в плані; xR - радіус точки кромки; r - радіус сердцевини свердла, який для свердла з пластиною дорівнює половині товщини пластини s .

Отримана залежність для визначення кута x для свердла з пластиною має

6

вигляд:

tgtg

tgtgtg x

ïë

ïë

1cos

Залежність для визначення статичного заднього кута спірального свердла має вигляд:

cc

pcc tg

ctgctg

cossin

,

де ðñ - робочий статичний задній кут.

Для визначення цього кута свердла з пластиною отримана наступна залежність:

cos

coscossinðñ tgtg

tgtgtg

Величину статичного кута нахилу різальної кромки знаходимо по відомій залежності:

cc tgtg sin Наведені залежності дають змогу провести розрахунки кутів леза свердла з

пластиною твердого сплаву та їх аналіз, і на їх основі розробити рекомендації щодо внесення змін в конструкцію та забезпечення більш раціональної геометрії для заданих умов оброблення. УДК 621.762:691:921

Бакуха О.О. студ., Потапов Д.М. студ., Мініцька Н.В. к.т.н., доцент

ВПЛИВ ТИПУ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ІНСТРУМЕНТУ НА РОБОТУ РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ

Працездатність різального інструменту залежить від багатьох факторів, пов'язаних як з технологією виготовлення, із геометрією та мікрогеометрією робочих елементів інструменту, яка формується на фінішних етапах оброблення, станом поверхні та поверхневого шару, так і з умовами його експлуатації. Втрата експлуатаційних характеристик відбувається переважно в результаті зношування, викришування поверхневого шару робочих елементів під дією механічних, механо-хімічних, теплових процесів, що виникають при різанні. Важливими факторами при взаємодії інструменту з оброблюваним матеріалом є форма та стан стружки. В значній мірі на форму і стан стружки будуть впливати такі чинники як геометрія та мікрогеометрія різальних кромок, передньої та задньої поверхонь [1]. Саме їх стан залежить та формується на фінішних етапах виготовлення інструменту і чуттєво впливає на процеси контактної взаємодії при різанні. Одним з перспективних методів фінішної обробки різального інструменту є магнітно-абразивна обробка [2] у великих магнітних щілинах, яка дозволяє виконувати не тільки полірування і зміцнення робочих поверхонь, а і забезпечує формування різальних кромок інструменту необхідних розмірів та якості [ 3].

Попередні дослідження з магнітно-абразивного оброблення (МАО) свердел виконано із застосуванням переважно рівновісного, оскольчатого порошку Полімам – Т. Отримані результати показали, що доцільність МАО свердел в умовах великих магнітних щілин. Проте відсутня інформація про застосування для МАО різального інструменту порошкових матеріалів з іншою формою частинок і їх складом.

7

Метою роботи є дослідити вплив форми, розміру частинок на взаємодію обробленого інструменту з деталлю в процесі експлуатації.

Досліджувані свердла 6.8 мм, виготовлені німецькою фірмою FETTE зі сталі, яка є аналогом Р6М5. МАО досліджуваних свердел виконували на установці типу кільцева ванна. Варіювали тип магнітно-абразивного порошку, розмір частинок МАП. Величина магнітної індукції в робочих зонах, час і швидкість оброблення однакова для досліджуваних свердел.

До МАО шорсткість робочих поверхонь свердел складала Ra (0,4-0,47) мкм, радіус округления різальних кромок R=(5-6) мкм, поверхнева твердість HV200=(9,1-9,3) ГПа. В якості порошкових МАМ для формування МАІ використовували порошки з розміром часток 315/200 мкм, і 200/100 мкм, отримані методом розпилення з розплавів – рівновісні порошки ПР Р6М5 и Полимам-М з округлою формою часток , Полимам-Т з осколочною формою часток, Царамам з нерівновісними частками. Додатково досліджували дві суміші порошків, які містять Полимам-М і 5% більш дрібного Полимам-Т и суміш Полімам-Т і 10 % більш дрібного ПР Р6М5, які за рекомендаціям [4, 5, 6, 7] забезпечують формування МАІ з комплексною поліруючо-зміцнюючою дією.

Експрес оцінку працездатності виконували при глухому свердлінні сталі 40Х. У зв’язку з багатьма дослідними даними, за якими на перемичку припадає 40-50% загального зусилля подачі свердла, було вирішено, для кращого розгляду зусиль, що припадають на різальні кромки і їх характеристики до і після МАО, попередньо отвір розсвердлювати, свердлами Ø2 мм зі сталі Р6М5, які повністю відповідають діаметру перемички свердел 6.8мм. Для отримання достовірних результатів виконували свердління не менше як 10 - 15 отворів зі сталими зусиллям подачі та частотою обертання шпинделя верстата. Для розсвердлювання свердлами Ø2мм, використовувалась частота верстату 1500 об./хв., а для досліджуваних свердел 6.8мм – 880 об./хв.

Після експерименту отримали стружку, яка при однакових умовах роботи відрізнялась за типом та формою.

Досліджено вплив форми, розміру частинок, типу магнітно-абразивного порошку на взаємодію обробленого інструменту з деталлю в процесі експлуатації. Отримана в результаті цієї взаємодії стружка, при однакових умовах роботи, відрізнялась за типом та формою. Показано, що найбільш сприятлива для роботи є елементна стружка, тому що вона зручно видаляється з зони обробки. Отримані результати свідчать про важливість забезпечення при виготовленні свердел оптимального радіусу заокруглення різальної кромки, який знаходиться в межах 7-8 мкм.

Література: 1. Tikal F.; Holsten S. Wenn die Schneidkantenarchitektur das Zerspanergebnis

determiniert: Neue Anforderungen erfordern neue Werkzeuge. In: VDI-Z 148 (2006) 3, S. 44-46

2. Майборода В.С. Основи створення i використання порошкового магнiтно-абразивного iнструменту для фiнiшноi обробки фасонних поверхонь. Диссертацiя … докт.техн.наук. – Киiв, 2001. – 404с.

3. Byelyaev O. Erhöhung der Leistungsfähigkiet von HSS-Spiralbohrern durch Einsatz der magnetabrasiven Bearbeitung. Dissertation Dr.-Ing. –Magdeburg, Germany, 2008.-149 p.

4.Коновалов Е.Г., Чистовая оброботка деталей в магнитном поле ферромагнитными порошками./ Коновалов Е.Г., Шулев Г.С. – Мн.:Наука и техника, 1967. – 125 с.

5. Сакулевич Ф.Ю. Объемная магнитно-абразивная обработка. – Мн.:Наука и техника./ Сакулевич Ф.Ю., Кожуро Л.М. – 1978. – 168 с.

8

6. Сакулевич Ф.Ю. Основы магнитно-абразивной обработки./ Сакулевич Ф.Ю. – Мн.:Наука и техника, 1981. – 328 с.

7. Алмазно-абразивная обработка и упрочнение изделий в магнитном поле. / П.И. Ящерицын, М.Т. Забавский, Л.М. Кожуро, Л.М. Акулович. – Минск.: Наука и техника. – 1988. – 272 с. УДК 004.942:621.95.02

Баленко А.В., студ.; Пасічник В.А., д.т.н., проф.

ФОРМАЛІЗАЦІЯ ОПИСУ ОСЬОВОГО РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ

На сьогоднішній час у машинобудівній промисловості існує велика кількість осьових інструментів для обробки отворів. Їх різноманітність обумовлена не тільки видом операції, для якої вони використовуються (чорнова або чистова), точністю та шорсткістю поверхні, яку потрібно отримати після обробки, умовами роботи інструменту, але ще й формою оброблюваної поверхні (циліндрична, конічна та ін.), оброблюваним матеріалом, а як наслідок значними відмінностями у геометричних параметрах інструментів.

Більшість підприємств, що виготовляють осьовий інструмент, намагаються класифікувати та систематизувати його для спрощення вибору при конкретно заданих умовах обробки, але ця класифікація не є уніфікованою і діє тільки на окремих підприємствах, що не дає змоги користувачу порівняти подібні інструменти різних виробників і зробити кращий вибір не втрачаючи на це велику кількість часу.

Основною ідеєю даної роботи є створення уніфікованої системи опису осьового різального інструментудля оброблення отворів та створення на її основі програмного забезпечення. Така система класифікації осьового інструменту за його основними класифікаційними ознаками значно скоротить час, потрібний на вибір того чи іншого інструменту, та до зволить порівняти подібні інструменту різних фірм-виробників.

В ході аналізу конструкцій основних осьових різальних інструментів було виявлено ряд характеристик, спільних для всіх видів інструменту, та ряд характеристик, притаманних тільки окремим з них. Це дозволило створити систему математичного опису осьового різального інструменту у кодовому вигляді, придатному для інтеграції у САПР.

Аналогічним чином було розроблено систему кодування отворів за їх основними конструктивними, геометричними параметрами та параметрами шорсткості, точності та форми поверхні.

Наведені в роботі приклади опису різних осьових інструментів і отворів підтверджують спроможність розроблених систем опису представити у кодовому вигляді будь-який осьовий інструмент та будь-який отвір.

Розроблені системи опису осьового інструменту та отворів можуть бути покладені в основу програмного забезпечення, яке буде виконувати дві задачі: представляти осьовий інструмент, або отвір у кодовому вигляді та навпаки, розшифровувати кодове позначення інструменту або отвору.

Засобами реалізації передбачаються сучасні середовища програмування, зокрема Delphi, з використанням сучасних технологій взаємодії між програмами (API та COM технології).Впровадження розробленого програмного забезпечення призведе до уніфікації осьового інструменту та дасть змогу порівнювати між собою конструктивні особливості осьового інструменту різних фірм–виробників.

9

УДК 623.451

Богун О.Л., студ., Ковальова Л.І., доц.

ПРОФІЛЮВАННЯ ФАСОННИХ ФРЕЗ ПРИ КУТОВОМУ ЗАТИЛУВАННІ ПО СПІРАЛІ АРХІМЕДА

У найбільш загальному випадку затиловані по спіралі Архімеда фасонні фрези мають передню площину, положення якої визначається кутами і λ, а задня поверхня створюється шляхом кутового затилування.

Відомими вважаються: профіль початкової інструментальної поверхні обертання (x,y), положення її осі, передній кут , кут нахилу λ, величина затилування K, напрям кутового затилування, що характеризується кутом ε, число зубів фрези Zф.

Різальна кромка визначається як лінія перетину початкової поверхні обертання і передньої площини. Координати точок різальної кромки (x1,y1) розраховуються за відомими залежностями:

2

22

1 cos

cossin xx ,

)cos()(cos1 yRRy aa ,

yR

xtgR

a

a

cossin

)sin( ,

де aR - радіус фрези у вершинній точці різальної кромки.

Задня поверхня фрези створюється як сукупність кривих затилування, проведених через різні точки різальної кромки. Координати точок профілю задньої поверхні зуба фрези позначимо (x0,y0).

Затиловочний рух є сукупністю двох рухів: обертання навколо осі фрези і прямолінійного руху зі швидкістю V у осьовій площині під кутом ε.

Щоб потрапити в осьову площину фрези, точка різальної кромки повинна обернутися навколо осі фрези на кут рівний:

t , де - кутова швидкість обертання, t - час повороту на кут . Поступальний рух точки відбувається також з постійною швидкістю V . Тому

шлях при цьому русі, відповідний куту повороту , буде рівний:

V

,

де 2

ôKZV .

Координати точок профілю задньої поверхні фрези (x0,y0) будуть рівні:

sin2

ô10

KZxx ;

cos2

ô10

KZyy .

Для випадку радіального затилування ( =0º) отримуємо відомі залежності для визначення профілю задньої поверхні зуба фасонної фрези:

10 xx ;

2ô

10

KZyy .

Висновки: У роботі вирішена задача профілювання фасонних дискових фрез при кутовому затилуванні за архімедовою спіраллю.

10

УДК 621.91

Боримський В.А., студ.; Равська Н.С., д.т.н.,проф.; Бесарабець Ю.Й., к.т.н., доц.

ПІДВИЩЕННЯ СТІЙКОСТІ КІНЦЕВИХ ФРЕЗ ЗА РАХУНОК УТВОРЕННЯ ВТОРИННИХ ЗМІЦНЕНИХ СТРУКТУР

Відомо, що стійкість інструменту можна значно підвищити за рахунок утворення на контактних поверхнях інструменту вторинних зміцнених структур.

Найбільш перспективними та ефективними методами утворення вторинних зміцнених структур є магнітно-абразивна обробка інструменту [1, 2] та утворення різанням при режимах забезпечуючих зміцнення на контактних поверхнях інструменту [3, 4].

В основу процесу зміцнення різанням закладено те, що межа текучості основних прошарків інструментального матеріалу в результаті нагріву значно падає і діючі навантаження стають достатніми для їх пластичної деформації. З підвищенням ступеня деформації величина деформаційного зміцнення збільшується. Це здійснюється при певних навантаженнях на зміцнювальну поверхню близьких до межі текучості.

Утворення вторинних зміцнених структур різанням досягається структурною пристосованістю контактних поверхонь інструменту, яке здійснюється попередньою приробіткою інструмента при відносно занижених режимах різання на протязі 5-10 хвилин. Після такої приробітки і подальшої його експлуатації на завищених (близьких до нормативних) режимах його стійкість значно підвищується.

Слід зазначити, що ефект утворення вторинних зміцнених структур на контактних поверхнях інструменту досліджувався на прикладах токарної обробки різанням. При тому досліджувалось утворення вторинних зміцнених структур на інструменті без покриття.

При кінцевому фрезеруванні титанових сплавів інструментом із ВК6 з покриттям (алюміній нітрид титан),робіт з утворенням зміцнених структур різанням не виявлено. Тому поставлена задача визначення можливості утворення цих структур при фрезеруванні титанового сплаву ВТ6 інструментом з покриттям.

В дослідженнях приймали участь кінцеві фрези з кількістю зубців z = 4 без приробітки, з попередньо приробленою на режимах Sz =0,05 мм/зуб; n=710 обр/хв;V=20,1 м/хв; ap = 4,5мм;ae = 1мм., а також фрези обробленні МАО.

Порівняльні режими стійкості проводились при: Sz =0,08 мм/зуб; n=1400 обр/хв; V=36,6 м/хв; ap = 4,5мм; ae = 1мм.

Всі фрези мали однакову геометрію різальної частини (γ=10 , α=6 ω=40 Їх фотографії перед випробуваннями наведені на (рис. 1).

а) б)

11

в) Рис. 1 Фотографії різальних кромок фрез перед випробуваннями: а )- фреза без приробітки, б) - фреза приробіткою різанням, в) – фреза

оброблена МАО. В процесі випробувань встановлено, що в неприроблених фрезах за заниженими

режимами вже на перших хвилинах її роботи з’являються сколи (рис. 2), які в процесі подальшої роботи збільшуються. При цьому спостерігаються викришення окремих ділянок кромки. Величина сколів і викришувань досягала на окремих ділянках кромках величини більшої критичного зносу.

а) б) Рис.2. Фотографії сколів різальних кромок фрез в процесі випробувань:

а) – фреза без приробітки; б) –фреза з приробіткою різанням. В результаті досліджень встановлено, що стійкість фрез після МАО була майже

в 2 рази вищою в порівнянні з інструментом без приробітки. Стійкість інструменту, який пройшов приробітку в 1,3 рази більше за неприроблений .

Таким чином за результатами досліджень прифрезеруванні сплаву ВТ6 встановлена можливість утворення вторинної зміцненої структури на контактних поверхнях інструмента із ВК6 з покриттям.

Література: 1. В.А Ким . Повышение эффективности упрочняющих технологий за сет

резервов структурной приспосабливавмости режущего инструмента: Дисс. докт. техн. наук: 05.03.01 Благовещенск, 1994 - 4 41с..

2. В.С. Майборода Застосування магнітно-абразивної обробки для зміцнення різального інструменту / В.С.Майборода, Н.В.Ульяненко, Л.Г.Дюбнер та ін. // Вісник ЖДТУ – 2003.-№3(27). – С.22-31.

3. Н.В. Ульяненко Підвищення працездатності твердосплавного інструменту шляхом застосування магнітно-абразивного оброблення та нанесення зносостійких покриттів. Дисс. … к.т.н. – Киев, 2006. – 167 с..

4.Ф. Я Якубов, Влияние структурной приспосабливаемости режущего инструмента на его стойкость // Ф.ЯЯкубов, В.А Ким// Сб.научн.тр. Оптимизация процес сов резания жаро- и особопрочных материалов. Уфа.1983. С.92-96.

12

УДК 621.91

Борченко А.І., студ.; Равська Н.С., д.т.н., проф.

АНАЛІЗ КОНСТРУКЦІЇ ТА ГЕОМЕТРІЇ ШПОНКОВИХ ФРЕЗ

Шпонкові двозубі фрези є різновидністю кінцевих фрез, що використовуються для обробки закритих та відкритих шпонкових пазів по ГОСТ 23360-78. Особливість умов роботи шпонкових фрез полягає в тому, що шпонковий паз оброблюється за кілька проходів. Наприкінці кожного проходу виконується врізання на величину глибини різання шляхом вертикальної подачі уздовж осі фрези з подальшою повздовжньою подачею, яка формує паз. Фрези, що призначені для обробки шпонкових пазів відносяться до класу кінцевих фрез. У вітчизняних стандартах шпонкові фрези відокремлені окремими стандартами. У каталогах західних фірм-виробників інструмент призначений для обробки шпонкових пазів внесений у групу кінцевих фрез. Інструменти цієї групи є універсальними та здатні оброблювати велику кількість поверхонь. В цьому контексті постає питання аналізу конструкцій та геометричних параметрів кінцевих фрез, що виробляються за різними стандартами та різними виробниками.

Проведений аналіз монолітних кінцевих фрез загального призначення і фрез рекомендованих для оброблення шпонкових пазів в деталях з нержавіючих сталей показав, що фрези виготовлені за різними нормативними документами та по каталогам різних фірм мають основні відмінності, які визначаються значенням кута нахилу стружкової канавки, значенням радіусу округлення цієї канавки та геометрією торцевих зубців фрез. Від кута нахилу стружкової канавки залежить відвід стружки при фрезеруванні. А також значення передніх та задніх кутів на циліндричній поверхні кінцевої фрези.

Так за каталогами закордонних фірм для кінцевих двозубих фрез рекомендується значення кута нахилу гвинтової канавки ω=30º, в той час, як в стандартизованих конструкціях цей показник має значення ω=20º. Проте збільшення значення кута нахилу стружкової канавки ω стандартизованих фрез, за результатами дослідження [1, 2], призводять до збільшення стійкості інструмента при обробці нержавіючих сталей. Радіус округлення дна стружкової канавки впливає як на утворення стружки, так і на транспортування стружки з зони її утворення. В роботі [2] показано, що радіус округлення дна канавки в стандартних кінцевих фрезах значно менший ніж рекомендований за результатами досліджень для обробки нержавіючих сталей. Проте ці радіуси не вказані для фрез закордонного виробництва, що викликає задачу їх вимірювання.

Результати вимірювання радіусу округлення стружкових канавок двозубих фрез фірми Sandvik Coromant показують, що вони співпадають із відповідними рекомендаціями у роботах [1, 2]. Геометрія торцевих зубців, а саме значення переднього та заднього кута в шпонкових фрезах згідно стандарту ГОСТ 16463-80 також не співпадають із рекомендованою геометрією за дослідженнями викладеними у роботах [1, 2]. В каталогах іноземних фірм геометрія торцевих зубців не вказується. Проте результати вимірювання цих параметрів співпадають з результатами досліджень рекомендованими для фрезерування нержавіючих сталей. А саме, рекомендується передній кут призначити рівним γ=10÷12º, а задній кут приймати рівним α=20÷25º.

Література: 1. Кривоухов В.А. Обрабатываемость резаньем жаропрочных и титановых

сплавов//В.А Кривоухов, С.В Егоров, Б.Е Бруштейн// 1961 - 240с.  2. Родин П.Р. Монолитные твердосплавные концевые фрезы// П.Р Родин,

Н.С Равская, А.И Касьянов. – Киев: Вища школа. Изд-во при Киев. ун-те, 1985.-64 с.  

13

УДК 621.9

Борисенко Д.А., студ.; Равська Н.С., д.т.н, проф.; Плівак О.А., інж.

АНАЛІЗ КОНСТРУКЦІЙ СПІРАЛЬНИХ СВЕРДЕЛ З ПОЛІПШЕНОЮ ГЕОМЕТРІЄЮ ПЕРЕДНЬОЇ ПОВЕРХНІ

Спіральне свердло, як основний представник групи осьових інструментів, отримало найбільш широке поширення на практиці. Але геометрія передньої поверхні стандартного спірального свердла є не досконалою. У нього передні кути вздовж різальної кромки дуже різко змінюються, від +30° на периферії свердла і до -30° в центральній зоні свердла. Тому в процесі свердління в центральній зоні свердла спостерігається збільшення осьової сили і температури, матеріал сильно наклепується, що може призвести до виникнення вібрацій.

Саме цим пояснюється, чому найбільша увага, в порівнянні з іншими інструментами, багатьма дослідниками та виробниками приділяється удосконаленню конструкції різальної частини спіральних свердел. Слід відзначити, що в основному це здійснюється за рахунок поліпшення геометрії передньої поверхні свердла шляхом форми різальної кромки, її положення та різних підточок серцевини свердла.

Основні конструкції спіральних свердел з поліпшеною геометрією передньої поверхні наведені в таблиці 1.

Таблиця 1. Основні конструкції спіральних свердел з поліпшеною геометрією передньої поверхні

Форма і положення різальних кромок

Область використання

Переваги Недоліки

при обробці отворів на фасонних поверхнях і в пластмасових деталях

поліпшення центрування й більш стійка робота свердла

мала маса металу на периферії свердла, у результаті чого погіршуються умови тепло відводу від цієї найбільш завантаженої зони

рекомендується застосування для обробки сталі 12Х18Н10Т

зменшення діапазону зміни кутів γN на 10 - 20° на периферії в порівнянні зі стандартними свердлами

потрібне профілювання й виготовлення спеціальної фрези для обробки канавок свердла

14

при обробці чавуну такими свердлами спостерігалося підвищення стійкості до 2 - х раз

свердла мають свою область застосування, зокрема для сталей аустенітного класу

менш технологічні при заточці в порівняні зі свердлом з прямолінійною різальною кромкою

рекомендується застосування для обробки матеріалів з не високою міцністю

постійні передні кути

не технологічність, збільшена товщина зрізу на периферії, довга ріжуча частина, велике загостреня серцевини, що знижує міцність свердла

рекомендується застосування при обробці широкої гами сталей

постійні передні кути

не технологічність, потрібне профілювання й виготовлення спеціальної фрези для обробки канавок свердла

Аналіз наведених конструкцій різальної частини спірального свердла показує, що вони умовно можуть бути підрозділені на дві групи.

Перша група характеризується прямолінійними ділянками різальної кромки цього інструменту, розташування яких залежить від значення головного кута в плані та відстані точок окремих ділянок різальної кромки свердла від осьової площини. Такі конструкції свердла, головним чином, характерні тим, що в центральній зоні повністю або частково створені кути φ, які зменшують перепад передніх кутів γN. Проте при обробці отворів такими свердлами відмічається погіршення центрування в порівнянні зі стандартними.

За рахунок криволінійних різальних кромок можна одержати, як менший перепад вздовж цих різальних кромок, так і постійні значення передніх кутів γN. Викривлення різальних кромок може бути як в площині паралельній його осі, так і в площині перпендикулярній осі свердла. Головним недоліком таких свердел є їх не технологічність формування різальних кромок, якої можна уникнути при формоутворенні цих кромок на верстатах з ЧПК, застосовуючи круги стандартизованих форм.

15

УДК 621.95.025

Борисюк Д.Ю., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н.

АНАЛІЗ КОНСТУКЦІЙ РУШНИЧНИХ СВЕРДЕЛ

Рушничні свердла найчастіше використовуються для обробки отворів діаметром 15...30 мм за 7-9 квалітетами. Однак область застосування таких свердел поступово розширюється для обробки отворів діаметром більше 30 мм.

На операції глибокого свердління змащувально-охолоджуюча рідина (ЗОР) повинна виконувати ряд функцій: відводити стружку з зони різання і транспортувати її по відвідних каналах, зменшувати сили різання і тертя між направляючими елементами в процесі різання. Під час глибокого свердління підведення ЗОР і відведення стружки здійснюється по спеціально передбачених каналах. Один з каналів знаходиться в середині інструмента і називається внутрішнім. Зовнішній канал виконується між зовнішньою поверхнею інструмента і поверхнею отвору в заготовці. На практиці використовують два основних способи підвода ЗОР і відведення стружки: 1) зовнішнє підведенняЗОР і внутрішнє відведення стружки; 2) внутрішнє підведенняЗОР і зовнішнє відведення стружки. На основі цих основних способів використовують і їх деякі різновиди.

Робоча частина свердла складається з ріжучих і направляючих елементів.Різальна частина оснащена напайними або механічно закріпленими елементами(рис.1). Кріплення свердлувальної головки до борштанги може бути жорстким (зварювання, паяння), або роз'ємним.Борштанга свердла може бути виготовлена з суцільного матеріалу, або бути трубчастою. Для закріплення в патроні верстатасвердла мають циліндричнийабо конічний хвостовик.

Рис. 1. Методи кріплення різальних елементів рушничних свердел

Аналіз літературних джерел показує, що конструкції опорних (направляючих) елементів відрізняються великою різноманітністю, це жорсткі елементи, самовстановлювальні, гідростатичні, кочення, а також елементи, розміщені в касетах з механічним кріпленням. У ряді випадків можуть бути застосовані також пружні та обмежено-рухомі направляючі елементи.

Рушничним свердлам властивий спільний для групи інструментів одностороннього різання недолік - високі вимоги до точності взаємного розташування осей кондукторної втулки і інструменту (шпинделя верстата).

Література. 1. Уткин Н.Ф. Обработка глубоких отверстий/ Н.Ф. Уткин, Ю.И. Кижняев, С.К.

Плужников и др. Под общ. Ред. Н.Ф. Уткина. -Л.: Машиностроение. Ленингр. отд-ние, 1988. – 269 с.

2. Троицкий Н.Д. Глубокое сверление. Л.: Машиностроение, 1971. 176 с.

16

УДК 621.91:678.5

Булах І.О. аспірант, Глоба О.В. к.т.н., доц., Милокост С.М. студ.

ЗАЛЕЖНІСТЬ ТЕМПЕРАТУРИ СВЕРДЛА ДЛЯ ОБРОБКИ ПКМ ВІД КОНСТРУКЦІЇ

Враховуючи те, що полімерні композиційні матеріали (ПКМ) широко використовуються майже в усіх галузях промисловості та господарства, а також різноманітність матеріалу, актуальним є підбір оптимальних конструктивних параметрів інструменту та режимів різання для забезпечення високої якості обробки отворів для надійності кріплень.

Великою мірою якість отворів та рівень зношування інструменту залежить від температури в зоні різання, зокрема від температури свердла. Для уникнення термодеструкції шарів ПКМ необхідно зменшити температуру інструменту, за рахунок підбору оптимальної геометрії.

В процесі дослідження було проведено серію дослідів, що дозволяє отримати залежність між якістю оброблювального отвору, температурою інструменту та його геометрією при обробці ПКМ.

Для проведення дослідження був взятий зразок композиційного матеріалу, а саме вуглепластика товщиною 6 мм, перехресно (з викладкою 0;90°) армованого органічною сіткою [1-3]. Для обробки отворів використовувалось двохступінчате свердло (4 зразки з 2φ=110º-140º) [2], осцилююче свердло для двонапрямленого свердління (три зразки 2φ=110º-130º) [3], а також осцилююче свердло з сферичною заточкою.

Експериментальна установка зображена на рисунку 1.

Рис. 1. Зображення експериментальної установки Рис. 2. Пристосування для вимірювання температури

Вимірювання температури проводилося 2 методами: 1. За допомогою природної (натуральної) термопари, сигнал з якої фіксувався да

допомогою міліамперметра (рис. 2). Даний метод полягає у генеруванні термо-ЕРС за рахунок неоднакової температури нагрівання робочого спаю термопари. Один контакт термопари був підведений до інструмента за допомогою щітки, другий – до оброблювального зразку ПКМ.

2. Безпосередньо після обробки отвору температура свердла вимірювалась за допомогою лазерного пірометра з довжиною хвилі 630-660 нм.

На графіках (рис.3 та рис. 4) показана залежність температури свердла від шляху, пройденого свердлом L.

17

Рис. 3. Графік t=f(L) для ступінчатого свердла

Рис. 4. Графік t=f(L) для осцилюючого свердла

На рисунку 5 подана діаграма середньої температури інструментів різної конструкції.

Рис. 5. Діаграма середньої температури інструменту різної конструкції З графіків та діаграми видно, що серед ступінчатих свердел найменше

нагрівання спостерігається у інструменту з 2φ=130°, для осцилюючого свердла – 2φ=110°.

Враховуючи результати попередніх досліджень [1-3] дані свердла є оптимальними для обробки отворів у ПКМ, тому перспективним напрямом дослідження є уточнення геометрії інструментів.

Література: 1. Globa A., Bulakh I., The research of the polymer composit materials drilling – Machines,

technologies, materials – International virtual journal for science, technics and innovations for the industry, - Year VII, Issue 9/2013 ISSN 1313-0226, Scientific Technical union of mechanical engineering, Sofia, Bulgaria, 2013, P. 41-44.

2. Глоба О.В., Булах І.О., Милокост С.М. Дослідження якості процесу свердління ПКМ з застосуванням осцилюючого руху інструменту – Збірник наукових праць Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем №32, Краматорськ, ДГМА, 2013 р., С. 56 – 62.

3. Глоба О.В., Булах І.О., Милокост С.М. Вплив геометрії свердла на його стійкість і точність виконання отворів при свердлінні композиційних матеріалів, - журнал «Технологічні системи» УкрНДІАТ, №2 (63), Київ, 2013 р., С. 48 – 56.

18

УДК 621.951.45

Валько Ю.О., студ.; Ковальова Л.І., к.т.н., доц.

ВИЗНАЧЕННЯ ТОВЩИНИ ЗРІЗУ СПІРАЛЬНОГО СВЕРДЛА З ЛАМАНИМИ РІЗАЛЬНИМИ КРОМКАМИ

Завантаження різальної частини свердла залежить від радіуса Rx досліджуваної точки різальної кромки, кута при вершині 2, діаметра d серцевини свердла та визначається по відомій залежності:

22 cos1

sin

2

itg

Sa ,

Аналіз впливу конструктивних параметрів різальної частини свердла на завантаження основних різальних кромок показав, що зменшити товщину зрізу а на периферії можна шляхом збільшення діаметру серцевини свердла. Прикладом такої конструкції є свердло з ламаними різальними кромками. В цьому випадку прямолінійна різальна кромка замінена ламаною, такою, що складається з двох ділянок. Ділянка різальної кромки на периферії свердла складає кут 0 з різальною кромкою центральної зони.

Перевага такої конструкції полягає в тому, що заточування таких свердел проводиться аналогічно заточуванню стандартного свердла, що спрощує експлуатацію таких інструментів у виробничих умовах. Крім того підвищується стійкість інструменту, зокрема при обробці неіржавіючих сталей в 1,5 рази в порівнянні із стандартною конструкцією свердла.

У даних свердел величина кута 0 при вершині на периферії свердла (60º) визначається за відомою залежністю:

ctgtgtg

10

010 cossin

)cos(

,

R

r01sin ,

де 1 – кут, що визначає положення периферійної точки різальної кромки; r0 – половина умовної товщини серцевини; R – радіус свердла; – задній кут на периферії свердла у циліндричному перерізі, концентричному вісі свердла. Однак, рекомендації з вибору кута 0 допоміжної різальної кромки відсутні. Вплив кута 0 допоміжної різальної кромки на товщину зрізу а в периферійній зоні свердла діаметра D=10мм, діаметра серцевини d=0,15D та заднього кута =100 представлений у таблиці 1.

Таблиця 1. Основні результати розрахунків

0 100 00 00 00 00

a/S .437 .427 .421 .414 .406 00

a/S .457 .447 .441 .435 .427 50

a/S .474 .465 .465 .459 .446 00

19

Таким чином, зниження товщини зрізу можна досягти шляхом вибору відповідних значень кута 0.

Висновки: Проаналізованій вплив конструктивних параметрів спірального свердла на

завантаження різальних кромок, дані рекомендації з конструкції свердел із ламаними різальними кромками з доцільним завантаженням різальної частини. УДК 621.9.07

Величко Д.С. студ., Солодкий В.І. к.т.н. доц.

СВЕРДЛЕННЯ ГЛИБОКИХ ОТВОРІВ ПІД НАРІЗЬ

У всіх областях машино- і приладобудування застосовуються деталі, що мають глибокі отвори нарізі. Масовими споживачами деталей з глибокими отворами є загальне і спеціальне машинобудування, суднобудування, авіабудування, нафтове і хімічне машинобудування, приладобудування і ін.

Деталі з глибокими отворами зустрічаються найрізноманітнішої форми. Проводяться вони різними методами, з різною точністю і чистотою обробки, з різних матеріалів і мають великий діапазон діаметрів і довжин.

Глибоке свердлення є специфічною технологічною операцією, широко вживаною в сучасному виробництві. Для проведення цієї операції потрібне створення спеціального інструменту, оснащення і устаткування. Особливо складно здійснимою є вимога безперервного видалення стружки із зони різання. Останнім часом продуктивність глибокого свердлення різко зросла завдяки застосуванню як ріжучий матеріал металокерамічних твердих сплавів.

Проте форсування режимів свердлення і застосування твердосплавних інструментів помітно понизило надійність протікання процесу обробки. Тому підвищення режимів різання зробило необхідним проведення серйозного комплексного відпрацювання операції швидкісного глибокого свердлення. Метою відпрацювання було вивчення поведінки різних типів свердел при проведенні процесу глибокого свердлення, виявлення раціональних конструкцій інструментів та їх робочих параметрів, встановлення необхідних вимог до оснащення верстатів глибокого свердлення, вироблення надійних рекомендацій для проведення цієї технологічної операції і зокрема запобігання появі небезпечних дефектів глибокого свердлення — відведень і ограновування.

Чим більше глибина свердлення, тим складніше відведення стружки із зони різання. Спіральні свердла не забезпечують надійного видалення стружки. Наявні конструкції спіральних свердел з внутрішніми каналами для підведення до ріжучих кромок змащувально-охолоджуючої рідини вельми складні у виготовленні і не набули широкого поширення в промисловості.

В даний час деякого поширення набули свердла, які відрізняються від звичайних стандартних свердел крутішими канавками для відведення стружки з кутами до 50…65°. По своєму вигляду дане свердло нагадує бурав для свердлення деревини. Видалення стружки у свердел подібного типу краще, ніж у звичайних спіральних свердел, але не гарантує від можливих заклинювань стружки, що видаляється .

На практиці глибокі отвори свердлять зазвичай безперервно з примусовим або зовнішнім, або внутрішнім відведенням стружки. Примусове відведення стружки здійснюється зазвичай рідиною, що підводиться в зону різання під тиском. Вельми

20

рідко замість рідини застосовують стисле повітря. Для створення циркуляції рідини застосовується спеціальне оснащення і устаткування.

При зовнішньому відведенні стружки рідина поступає від насоса через спеціальне пристосування в хвостовій частині свердла в зону різання і разом із стружкою відводиться через зазори між свердлом із стеблом і поверхнею отвору що утворюється в спеціальний приймач для стружки.

При внутрішньому відведенні стружки рідина прямує насосом в спеціальний пристрій — маслоприймач. З маслоприймача рідина поступає в зону різання через зазори між зовнішньою поверхнею стебла зі свердлом і торцевою поверхнею глибокого отвору, що утворюється. Потім стружка разом з рідиною вимивається в стружкозбирач через внутрішню порожнину свердла і стебла.

Таким чином, сучасний процес глибокого свердлення у загальних рисах характеризується як безперервний процес утворення в суцільному матеріалі заготовки отворів з відносною довжиною більше 3,5 діаметрів свердлення із застосуванням спеціальних свердел, оснащення і устаткування, що забезпечують примусове відведення стружки із зони різання.

Глибоке свердлення займає особливе місце серед операцій, вживаних при обробці деталей, що мають велику відносну довжину. Специфічність цієї операції полягає як в тому, що інструмент повинен прокладати собі шлях в суцільному матеріалі, не маючи заздалегідь підготовленої опори і жорсткого напряму, так і в тому, що від якості проведення глибокого свердлення істотно залежить структура подальшого технологічного процесу. Типовим для глибокого свердлення також є неможливість безпосереднього спостереження за ходом процесу і трудність виконання даної операції на універсальному устаткуванні без його ґрунтовної підготовки.

Найбільш значною похибкою обробки глибоких отворів є ограновування, яке викликане крутильними коливаннями свердла. Сліди ограновування, якщо вони значне по величині, необхідно видаляти розточуванням; якщо вони незначні, то раціонально застосовувати зенкер. При невисоких вимогах до якості просвердленої поверхні ограновування залишають без подальшої обробки утворюючи різь безпосередньо в просвердленому отворі. УДК 621. 992. 04

Воробйов С. П., асп.; Равська Н. С., д-р техн. наук, проф.

ОСОБЛИВОСТІ ФОРМОУТВОРЕННЯ АРОЧНИХ ЗУБЧАСТИХ КОЛІС

Спосіб формоутворення арочних зубчастих коліс торцевими фрезами методом копіювання потребує вирішення деяких важливих задач, для отримання зубчастого колеса необхідної точності.

Даний метод відноситься до методів обробки фасонним інструментом, на рис. 1 представлена схема формоутворення циліндричних арочних зубчастих коліс торцевими фрезами методом копіювання. Торцева фреза 1 обертається навколо своєї осі з кутовою швидкістю Фреза оснащена фасонними різцями 2, які встановлюють рівномірно по колу радіуса . Поряд зі швидкістю різання, також фрезі надають поступальний рух подачі вздовж осі обертання фрези. Заготовка 3 нерухома. Після врізання різців у заготовку на глибину, відповідну висоті нарізуваних зубів, фрезу виводять з зачеплення, заготовку повертають на крок нарізуваних зубів і процес повторюють.

21

Рис. 1. Схема формоутворення

В перерізі І-І, що проходить через вісь фрези перпендикулярно осі заготовки в результаті обертання фрези та руху подачі, точки на різальній кромці утворюють евольвентний профіль тотожній з теоретичним евольвентним профілем оброблюваного зубчастого колеса.

В довільному перерізі ІІ-ІІ точки Е2 і К2 профілюючих кіл сформують неевольвентні профілі зубів і відрізок Е2К2 буде більше відрізка А2С2 оскільки h1 ˃ h.

Тому першою необхідною задачею є визначення профілю западини зуба в довільному перерізі. Для цього скористаємося наведеною графічною побудовою для визначення профілю в довільному поперечному перерізі (рис. 2).

Рис. 2. Профіль арочного зубчастого колеса в довільному поперечному перерізі

З наведеної побудови можна визначити аналітичні залежності профілю в довільному перерізі. Координати точок профілю у довільному перерізі визначаються за формулою (1).

, (1)

де – кут повороту точки А;

– кут повороту точки В.

22

Отож спотворення профілю відбувається лише по ширині і залежить від радіуса торцевої фрези, відстані від середнього перерізу та ширини западини зуба колеса.

Також при визначенні профілю западини колеса (зуба інструмента) при обробці фасонним інструментом за розрахункові точки евольвентної частини профілю приймають ряд точок між радіусом западини та радіусом вершин зубів. Але при даній схемі формоутворення (рис. 1) будемо отримувати деяке заниження профілю з вигнутої сторони та недопрофільовану частину профілю з увігнутої сторони западини зуба (рис. 3).

Рис. 3. Западина зубчастого колеса

Як видно з наведеної побудови профілююча точка А вигнутої частини профілю лежить вище точки С, що лежить на вершині зуба колеса шириною В. Але в той же самий час профілююча точка В увігнутої частини профілю лежить нижче точки К, що належить вершині зуба колеса. Отже, для уникнення саме недопрофільованої (недообробленої) частини профілю, що негативно може впливати на роботу передачі, необхідно на стадії виготовлення профілю інструмента враховувати величину h, яку можна визначити за наведеною формулою (2).

(2)

Визначивши величину h доцільно виконувати фланкування зубів колеса або збільшувати евольвентну частину профілю на стадії виготовлення інструмента для даного методу формоутворення.

УДК 623.451:519.6

Гжибовецький Є.С., студ.; Бесарабець Ю.Й., к.т.н., доц.

КОМБІНОВАНИЙ ІНСТРУМЕНТ ДЛЯ ВИГОТОВЛННЯ СТУПІНЧАСТИХ ОТВОРІВ

В різних конструкціях машин та механізмів широко застосовуються ступінчасті отвори. Під ступінчастими розуміють отвори різних діаметрів, розташовані на одній осі, послідовноj один за одним. Ці отвори можуть бути відкриті з двох сторін або з одного боку (глухі), співвідношенням довжини до діаметру більше п'яти вважаються глибокими. Для оброки ступінчастих отворів широко застосовується комбінований інструмент. Поєднання чорнової і чистової обробки, обробка фасонних,

23

ступінчастих або декілька співвісних розташованих отворів, поєднання різних операцій, виконується таким інструментом за один прохід. Є такі види ступінчастого інструмента: ступінчасті свердла, свердла-зенкери, свердла-розвертки; а останнім часом відомі роботи з ефективного застосування і розточувального інструменту з комбінованою схемою зрізання припуску.

Для обробки двоступінчастих отворів використовують комбіноване свердло з ріжучими кромками на одній гвинтовій лінії. Це свердло виготовляється перешліфовкою звичайного спірального свердла, і тому зуби першого і другого ступеня мають спільні стружкові канавки.  Така конструкція застосовується для обробки ступінчастих отворів з малим перепадом діаметрів. Кількість можливих переточок такого свердла незначна і обмежена довжиною ступеня меншого діаметру. А також використовують комбіноване свердло з чергуючимися ріжучими кромками.  У цього свердла кожній парі різальних кромок відповідає своя пара стрічок і стружкових канавок. Свердло допускає значну кількість переточок, так як стрічка меншого діаметру неперервна і шліфується по всій довжині(рис.1).

Рис.1. Комбіноване ступінчасте свердло

При обробці отворів також застосовуються збірні комбіновані інструменти, які представляють собою набори інструментів, що закріплюються на одній оправці. Незважаючи на те, що збірні комбіновані інструменти прості при їх виготовленні і заточуванні, вони не можуть поєднати одночасну обробку двох ступенів з великим перепадом діаметрів і отворів відносно невеликих діаметрів. Перспектива для вдосконалення таких інструментів відкривається при комбінуванні різних способів обробки. Одним із таких інструментів є свердло з ущільнюючими стрічками (рис.2). Таке свердло має дві ущільнюючі стрічки, діаметр яких більше діаметра допоміжних ріжучих кромок. В результаті при обробці отвору , разом зі свердлінням проходить згладжування поверхні, що призводить до підвищення якості обробляємої поверхні і стійкості інструмента.

Рис. 2. Cвердло з ущільнюючими стрічками

Комбіновані інструменти можуть також проектуватися для того, щоб надати ріжучим елементам допоміжні обертальні або прямолінійно-поступальні переміщення, які не передбаченні кінематикою верстата, що значно розширяє їх технологічні можливості.

Комбіновані інструменти в більшості випадків є спеціальними і застосовуються для обробки тільки певних деталей. Вони застосовуються, головним чином , в серійному або масовому виробництві. Основним недоліком таких інструментів є складність заточки і наступних переточок.

24

УДК 623.451:519.6

Гречук А.І., студ.; Глоба О.В., к.т.н., доц

ВИЗНАЧЕННЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ В ЗОНІ РІЗАННЯ ПРИ СВЕРДЛІННІ ПКМ

Різання - це складний процес, який зазнає змін від варіювання будь-якої його складової. Одною з таких складових є геометрія інструменту, матеріал ріжучої кромки та всього інструменту, режими різання, тощо. Від зміни перерахованих параметрів змінюються такі фактори, як шорсткість обробленої поверхні, знос інструменту, гучність звуку при обробці, вібраційні та температурні показники. Одними з найпоказовіших факторів є показники температури, що виникають в зоні різання і всьому об'ємі заготовки в процесі обробки. Теплові потоки спряють руйнуванню та розшаруванню матеріалу. При вдалому проектуванні інструменту, температура в основному залежить від самого оброблюваного матеріалу і його фізичних та хімічних властивостей.

Оброблюваним матеріалом є вид полімерного композиційного матеріалу - вуглепластик. Це матеріал, який має високу ударну стійкість, зносостійкість, піддатливість до формоутворень, що дає цьому матеріалу широке застосування в галузі.

При свердлінні вуглепластику теплота, яку надає свердло матеріалу засобами деформування та подальшого руйнування матеріалу поширюється за певними теплофізичними законами. Температурне поле є наглядним зображенням теплофізичних законів і демонструє зони певних температур. Аналітичний розрахунок дає змогу визначити теоретичні зони значень температури та кількість теплоти, що виділяється з урахуванням віддалення від джерела теплоти до перефіричних зон і з плином часу обробки. Розрахунок зон проводиться за формулою .

dSdx

TT

mcdt

dT )( 12

; [1]

де dT - це значення різниці температур сміжних елементів; dt - час взаємодії джерела тепла і заготовки; - це теплопровідність матеріалу заготовки; c - питома теплоємність матеріалу заготовки; m - маса заготовки; 1T - температура джерела

нагрівання; 2T - температура навколишнього середовища; xd - значення, яке задається

дискретно для визначення віддалення зон від джерела теплоти; dS - площа температурної зони.

Серед необхідних характеристик для вуглепластика можна визначити деякі параметри, що вказані у таблиці 1.

Таблиця 1. Фізичні характеристики вуглепластика.

Параметр Величина

Розміри заготовки (довжина, ширина, товщина), мм

3100100

Густина 3

,см

г 1,5

Теплопровідність Км

Вт

, 0,8

25

Питома теплоємність Ккг

кДжc

, 1

Маса заготовки гm, 45

Рівняння теплового балансу подане у диференційний формі. Це дає змогу задати потрібну дискретність таких змінних, як час, віддалення від просвердленого отвору та урахування температури зовнішнього середовища. Також забезпечує розрахунок температури, враховуючи форму заготовки, зводячи її до найпростіших геометричних форм на кшталт: квадрата, прямокутника, кола, тощо. Це є досить важливою перевагою, так як лінії теплового поля у заготовках різних форм поширюються по різному.

Аналітичний розрахунок температурного поля можна порівняти та перевірити емпіричним шляхом. Наприклад вимір температури полімерного композиційного матеріалу засобами напівштучних термопар. На рисунку 1 зображена схема роботи приладу для визначення температури за допомогою хромель-капельової напівштучної термопари. Тепло, що виділяється в заготовці та в свердлі нажається, як ЕРС, виникаюча між заготовкою в зоні контакту та металевою щіткою, що контактує з хвостовиком свердла. Після цього подається на датчик температури та засобами градації струму переводиться в температурні величини.

 Рис. 1. Схема роботи

Так як ЕРС фіксуються у зонах вищої температури: на заготовці та хвостовика свердла, вимірювальна температура є фактичною.

Показники залежать в основному від розташування точок контакту між оброблюваним матеріалом та самою термопарою. За рахунок визначення температурного поля, можна досягти вимір температури в певних, потрібних температурних зонах. Це надасть змогу фіксувати не середню температуру по заготовці, а фактичну - близьку до температури зони різання. Перевірка значень може здійснюватись також і лазерним пірометром в конкретній точці заготовки. А подальше порівняння анілітичного розрахунку виділеної теплоти свердла і сприйнятої теплоти заготовки з імпіричними значеннями дасть змогу визначити реальні затрати теплоти та більш глибоко дослідити процес свердління і різання загалом.

26

Література: 1. Золотухин Ю.А., Ярышев Н.А.,Моделирование и расчет температурніх полей

в переходніх процесах теплопроводности, С. 249-256, 2001. 2. Конкин А. А., Углеродные и другие жаростойкие волокнистые материалы,

M., 1974; 3. Костиков В.И., Дергунова B.C., Композиционные материалы на основе

углерода, M., 1978; 4. Справочник по композиционным материалам, под ред. Дж. Любина, 1-2, M.,

1988. УДК 621.9

Гринзовский О.А., студ.; Ковальова Л.І., к.т.н., доц.

ОСНОВИ МОДЕЛЮВАННЯ РІЗАЛЬНІХ ІНСТРУМЕНТІВ У CREO PARAMETRIC

У Creo Parametric реалізовані наступні основні принципи: твердотільного, об'єктно-орієнтованого, параметричного моделювання, принципи асоціативності і централізації моделі.

Принцип твердотільного моделювання дозволяє створювати моделі, що володіють властивостями реальних об'єктів, такими як маса, об'єм, центр мас і площа поверхні.

Creo Parametric - об'єктно-орієнтований інструмент розробки. Під об'єктом розуміється конструктивний елемент, що визначає форму виробу. До конструктивних елементів відносяться тіла витягування і обертання, спряження і протяжки, фаски і скруглення, отвори, ребра жорсткості і інші елементи.

Принцип параметричного моделювання реалізований за допомогою управління моделі розмірами і параметрами і взаємозв'язків відносин “батько – нащадок”.

Принцип централізації моделі полягає в тому, що твердотільна модель є головним джерелом інформації про проектований виріб. Перевагою такої системи розробки є наявність наскрізних ланцюжків передачі даних і змін від моделі до решти складових проекту. На модель посилаються компоненти збірки, креслярські види в кресленнях, формоутворювальні елементи гнізд прес-форм, елементи ливарних форм, геометрична сітка кінцево-елементних моделей і інші програми.

Принцип асоціативності моделі реалізований у вигляді двонаправленої асоціативності, тобто всі зміни будь-якого об'єкту в будь-якому режимі системи (деталь, збірка, креслення) автоматично відображаються у всіх зв'язаних елементах.

Типова модель деталі ґрунтується на чотирьох елементах: базові площини, базова операція, операції, що ескізуються, прямі операції.

Кожна нова деталь містить базовий набір з допоміжних площин і систем координат, який копіюється з шаблонної моделі і називається прив'язочною геометрією.

Перший твердотільний елемент, який створюється в деталі, стає базовим. Зазвичай, це операції витискування і обертання, які є операціями на базі ескізів. Ескіз, у свою чергу, належить базовій, допоміжній площині або плоскій грані конструктивних елементів.

27

Прямі операції не вимагають ескіза. Профіль прямої операції задається типом об'єктів, значеннями розмірів і прив'язками, на які він посилається. Прикладом таких операцій являються фаски, скруглення, отвори.

Прикладом типової моделі є модель гострозаточеної фрези за ГОСТ 980-80. Конструкція фрези залежить від діаметру фрези Dф, діаметру посадочного отвору d, ширини фрези B та кількості зубів Z.

Алгоритм побудови моделі: 1. Вибір базової площини – TOP. 2. Створення вихідної інструментальної поверхні за допомогою базової

операції Вытягивание вкладки Модель: - побудова ескізу у вигляді кола діаметру Dф за допомогою команди

Окружность вкладки Эскиз; - витягуванням ескізу на глибину, рівною ширині фрези B. 3. Створення стружкової канавки за допомогою операції Вытягивание

вкладки Модель: - вибір торцевої площини вихідної інструментальної поверхні; - побудова профілю стружкової канавки командами вкладки Эскиз; - витягування профілю з параметром Через все. 4. Створення робочих поверхонь фрези командою Массив вкладки Массив. 5. Створення циліндричного посадочного отвору діаметром d командою

Отверстие вкладки Эскиз. Твердотільна модель фрези є основою для створення робочого креслення фрези,

керуючих програм для верстатів з ЧПУ, для кінцево – елементного аналізу та отримання массо – центрових характеристик. УДК 621.914

Гринцкевич О.О., студ., Ковальова Л.І., доц.

ГЕОМЕТРІЯ ЗБІРНИХ ФАСОННИХ ФРЕЗ, ЗАТИЛОВАНИХ ПО КОЛУ

Збірні фасонні фрези доцільно проектувати із зубами, затилованими по колу. Простота процесу створення задньої поверхні обертання, можливість її шліфування забезпечили таким інструментам широке впровадження в практиці. Затилування по поверхні обертання проводиться на токарному або круглошлифовальном верстаті у відповідному пристосуванні. Пристосування нагадує корпус фрези із зміщеними на певну величину прямими або похилими пазами. Після обточування ножів в пристосуванні їх переставляють в корпус фрези.

У роботі проведений аналіз геометричних параметрів задньої поверхні для загального випадку, тобто при прямих пазах в корпусі фрези, пази в корпусі пристосування виконуються похилими.

Залежності для визначення величин задніх кутів в різних точках різальної кромки збірної фрези:

bb

bN tgtgtgtg

tgtgtgtg

2sincossin1

)(sincos

,

де

28

))cos((cos

sin)sin(

1

1

XR

YRtg

aaa

aaa

,

,cos

sin

1XR

Rtg

aa

aab

11 ,YX - координати точок різальної кромки; aR - радіус фрези.; a , a -

передній і задній кути вершинної точки зуба фрези; – кут нахилу пазів в пристосуванні; - кут в плані різальної кромки.

У окремому випадку, при 0a 0,0 a 90 011 YX будемо мати:

aN .

При 0a і 0;0 a 0 нормальний задній кут 0N .

Розглянемо точку різальної кромки, у якої 0 90

bN

aatgtg

cos

)(

.

Розглянемо другу точку різальної кромки, у якої 0 0 . Тоді матимемо:

N .

Отже, при затилуванні по колу в пристосуванні з похилими пазами створюються позитивні задні кути як у вершинній точці ( 90 ) різальної кромки зуба фрези, так і на торці зуба при 0 . Таким чином, даний спосіб затилування по колу аналогічний кутовому затилуванню цільних фрез по архимедовій спіралі.

УДК 621.9.07

Гульчак А.В. студ., Солодкий В.І. к.т.н., доц.

ОСОБЛИВОСТІ РОБОТИ ФАСОННИХ РІЗЦІВ

Ретельно розраховані і точно виготовлені фасонні різці при правильній установці їх на верстатах забезпечують високу продуктивність, точні форму і розміри однотипних деталей у великих партіях, що дозволяє забезпечити взаємозамінність деталей і безперебійний технологічний процес збірки машин. Робочі невисокої кваліфікації можуть обробляти деталі фасонними різцями на револьверних верстатах, напівавтоматах і автоматах. Точність фасонного профілю різців забезпечують кваліфіковані робочі інструментальних цехів.

Особливого значення набувають фасонні різці з твердих сплавів, що забезпечують велику продуктивність в порівнянні з фасонними різцями з швидкорізальної сталі, про що свідчить їх експлуатація автомобілебудівних заводах.

Принцип роботи радіальних фасонних різців заснований на тому, що він поступово зрізує ріжучим лезом у вигляді стружки весь об'єму металу що підлягає видаленню. По мірі руху різця в роботу вступають все нові і нові точки ріжучого леза і до кінця роботи стружка зрізується всім ріжучим лезом. Отже, кожна точка ріжучого леза працює певний час. Радіальні фасонні різці можуть переміщатись або перпендикулярно до осі обертання фасонної деталі або під деяким кутом до неї.

29

В результаті складання обертання деталі і подачі різця відповідно напрямам подачі отримаємо траєкторії робочого руху точок ріжучого леза радіальних фасонних різців; у першому випадку отримаємо площинну Архімедову спіраль, в другому — просторову конічну гвинтову спіраль.

Фасонні поверхні різання можуть розрізнятися залежно від напряму подачі. При подачі, перпендикулярній до осі обертання оброблюваної деталі, поверхнею різання є сукупність плоских Архімедових спіралей і є фасонною спіральною поверхнею. При подачі, направленій під кутом до осі обертання, поверхнею різання є сукупність конічних гвинтових ліній і є фасонною спірально-гвинтовою поверхнею. При виключенні механізму подачі всі складені траєкторії відносного робочого руху перетворюються на кола і у обробленої деталі фасонні поверхні матимуть кільцеві утворюючі.

Особливості роботи радіальних фасонних різців наступні. Траєкторія робочого руху кожної точки ріжучого леза, залежно від напряму подачі, є площинною Архімедовою спіраллю, конічною гвинтовою або круговою гвинтовою лінією. Під час врізування різця, траєкторії точок ріжучої кромки є сукупністю Архімедових спіралей. Теоретично всі спіралі є різними ділянками однієї Архімедової спіралі. Їх відмінність між собою визначається відмінністю моменту вступу точки різальної кромки в роботу. Момент закінчення для всіх траєкторій один.

В той момент, коли формоутворення деталі завершилося, величина подачі дорівнює нулю. Тому всі траєкторії руху точок ріжучої кромки перетворюються на кола різного діаметру. Отже, поверхню деталі можна представити як сукупність кіл.

Під час оброблення однієї деталі утворюється постійна, але не рівна в усіх точках ріжучого леза товщина стружки. Слід зазначити, що при вимірюванні товщини стружки в площині перпендикулярній до поверхні різання, товщина стружки дійсно різна. Проте в площині напряму подачі – товщина зрізаного матеріалу буде однакової для всіх точок ріжучої кромки і рівній величині подачі на один оборот деталі.

У радіальних фасонних різців сили і теплота різання, що руйнує ріжучі елементи, розподілені по всьому ріжучому лезу, але тривалість їх дії для різних точок фасонного профілю різна. Внаслідок цього знос ріжучих кромок фасонних різців характеризується значною нерівномірністю уздовж кромки. Тому, для правильної експлуатації фасонних радіальних різців необхідно їх геометричні параметри призначати виходячи з умов роботи найбільш навантажених ділянок профілю ріжучої кромки. УДК 621.923

Джулій Д.Ю., асп.; Майборода В.С., д.т.н., проф.; Сорока О.Б., д.т.н., Родічев Ю.М., к.т.н.

ВПЛИВ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ОБРОБЛЕННЯ НА ОПІР РУЙНУВАННЮ ТА МІЦНІСТЬ БАГАТОГРАННИХ НЕПЕРЕТОЧУВАНИХ ТВЕРДОСПЛАВНИХ

ПЛАСТИН

При магнітно-абразивному обробленні (МАО) багатогранних непереточуваних твердосплавних пластин (БНТП) окрім формування необхідних мікрогеометричних показників якості поверхонь та різальних кромок (РК) підвищується опір руйнуванню та міцність.

Проведено дослідження впливу МАО на конструкційну міцність в умовах поперечного згину пластин PNMM 120408 виготовлених з твердого сплаву ВК8. При

30

дослідженні передня поверхня пластин знаходилась в зоні розтягу. Результати випробувань представлені в таблиці 1.

Таблиця 1. Результати дослідження пластин при поперечному згині.

Умови оброблення БНТП Границя міцності σзг, МПа, (приріст)

Режими оброблення

Вихідна 1027 -

Полімам-Т 200/100мкм + АСМ 3/2мкм

1105

(+7,5%)

3 хв. «натікання» + 2 хв. «стікання»

Полімам-Т 200/100мкм + АСМ 20/14мкм

1225

(+19%)

3 хв. «натікання» + 2 хв. «стікання»

Полімам-Т 200/100мкм + АСМ 20/14мкм + TiCN

1176

(+14,5%)

3 хв. «натікання» + 2 хв. «стікання»

Полімам-Т 200/100мкм + АСМ 20/14мкм

888

(-13,5%) 10 хв. «натікання»

Полімам-Т 200/100мкм + АСМ 20/14мкм

1244

(+21%) 10 хв. «натікання» з оправки

Аналіз отриманих результатів показує, що для всіх режимів МАО, окрім оброблення в умовах «натікання», відбувається зростання міцності пластин. Очевидно, що досліджувані зразки, які були оброблені в режимі «натікання», мають підвищену дефектність у вихідному стані, тому необхідно провести подальше їх дослідження на дефектність. Наявність тонкого зносостійкого покриття TiCN не має значного впливу на конструкційну міцність БНТП. Максимальне зростання міцності відбулось для пластин оброблених в режимі «натікання» з оправки.

Виконано дослідження опору руйнуванню РК цих БНТП при контактному навантаженні з тертям до та після МАО. Методика дослідження полягає в скануванні РК, яке відбувається шляхом прикладання контактного зусилля з тертям при переміщенні навантажувального елементу з циліндричною поверхнею вздовж грані пластин, з послідуючим вимірюванням лінійних розмірів, площі та щільності утворених сколів, що можуть слугувати характеристиками опору руйнуванню РК. Дослідження кромок виконували при навантаженні Р=50,6Н та 79,97Н. Зовнішній вигляд РК до та після МАО представлено на рис. 1.

Визначались наступні параметри: лінійні розміри відколів hi, bi; максимальну глибину відколів hmax, середню глибину відколів hmean, відношення максимальної глибини відколів до середньої hmax/hmean, довжину ділянок, на яких є відколи l, щільність пошкоджуваності кромок b/l та загальну площу відколів F. Результати вимірювань представлені в таблиці 2.

31

Без оброблення МАО

Рис. 1. Відколи задньої поверхні БНТП при дослідженні кромки з навантаженням Р=79,97Н

Таблиця 2. Результати дослідження опору руйнуванню РК.

Параметр Р=50,6Н Р=79,97Н

Вихідна МАО Вихідна МАО

hmax, мм 0,132 0,0614 0,23 0,132

hmean, мм 0,0736 0,054 0,11 0,0795

hmax/hmean 1,79 1,13 2,07 1,66

b, мм 5,425 0,572 9,64 8,095

b/l 0,477 (47,7%) 0,05 (5%) 0,86 (86%) 0,71 (71%)

F, мм2 0,248 0,024 0,8 0,68

Визначено, що при навантаженні Р=50,6Н для зразків після МАО глибина максимального відколу зменшується більш ніж удвічі, загальна площа відколів зменшується в 10 разів, параметр пошкоджуваності зменшується з 47,7% до 5% порівняно з зразками у вихідному стані. Параметр hmax/hmean характеризує ступінь однорідності пошкоджень (при hmax/hmean – 1, кромка пошкоджується однаково по всій довжині). Він знижується з 1,79 для необроблених пластин до 1,13 для оброблених. Із зростанням Р значно зростають усі аналізовані показники для оброблених та необроблених пластин. Переваги МАО при зростанні навантаження зберігаються, але різниця між обробленими і необробленими зразками зменшується. Глибина максимального відколу зменшується в 1,7 рази, загальна площа відколів знижується в 1,18 рази, параметр пошкоджуваності зменшився з 86% до 71% порівняно зі зразками у вихідному стані. Ступінь неоднорідності пошкоджень також зростає при збільшенні Р, і для необроблених зразків та для оброблених становить 2,07 та 1,66 відповідно.

Аналіз отриманих результатів показує суттєві переваги оброблених пластин опору локальному навантаженню. Ці переваги найбільше проявляються при навантаженні Р=50,6Н, що пов’язано з особливостями зміни характеристик поверхневого шару виробів після МАО.

Висновки. Визначено, що МАО в умовах великих магнітних щілин кільцевого типу забезпечує підвищення міцності та збільшення опору руйнуванню РК.

32

Максимальне зростання міцності на 21% відбулось для пластин оброблених в режимі «натікання» з оправки. МАО забезпечує суттєве підвищення опору руйнуванню РК при контактному навантаженні з тертям. УДК 621.91

Дроздік В. В., студ., Глоба О. В., к. т. н., доц..

ВПЛИВ ПЕРЕДНЬОГО КУТА НА ПРОЦЕС СВЕРДЛІННЯ ПОЛІМЕРНИХ КОМПОЗИЦІЙНИХ МАТЕРІАЛІВ

Свердління композиційних матеріалів «КМ» є найбільш поширеною операцією їх механічної обробки. В силу того, що композиційні матеріали є анізотропними, характеризуються високою міцністю армуючих елементів при невеликій міцності матриці, мають високу абразивну здатність і низьку теплопровідність їх свердління дуже специфічне, супроводжується різноманітними пошкодженнями навколо отворів. При свердлінні КМ 30% операцій проходить на свердління матеріалів товщиною 3-4 мм.

При свердлінні КМ важливу роль відіграє перемичка, вона здійснює зсув верхніх шарів оброблювального матеріалу та впливає на центрування свердла. Створення трьох перового свердла позволяє здійснити процес центрування інструменту і не здійснюється процес зсуву слоїв перемичкою: проколюються перші слої і дальше вступає в роль система підточки. Отже велику роль при обробці КМ свердлінням відіграє система підточки поперечної і різальної кромки свердла.

При стандартному виконанні трьох перового свердла, з гвинтовою канавкою ω 30° передній кут змінюється з «+30,5°» до «-31°» рис.1. , тобто при обробці КМ товщиною 3 – 4 мм., основну роботу здійснює кромка з негативним переднім кутом, в результаті збільшується кут різання, збільшується опір матеріалу врізанню свердла і викликає підвищенні осьові зусилля. Дані явища приводять до дефекту КМ, що зв’язано з ефектом поверхневого розшарування та відслоювання. Даний ефект зв’язав з випинанням тонкої відшарованої ділянки, яке може відбуватись при стисненні, поверхневому нагріванні або розтягуванні через ефект Пуансона. Для дослідження зміни переднього кута було спроектоване трьох перове свердло, за методом Солодкого В. І. вибраний кут гвинтової канавки ω 30°. Було проведено підточку поперечної і різальної кромки свердла, що позволяє здійснювати процес проколювання перемичкою перших слоїв КМ, та здійснювати роботу кромкою з позитивним переднім кутом. . На рис. 2 представлений графік зміни переднього кута при використанні системи підточки.

Рис. 1 Графік зміни переднього кута Рис. 2. Графік зміни переднього кута

свердла свердла після здійснення підточки

33

При використанні підточки ми можемо здійснювати обробку тонколистового

композиційного матеріалу додатнім кутом, що позволяє зменшити осьові зусилля, тобто зменшуються розшарування між шарами, виривання джгутів або ниток армування, утворення міжшарових тріщин.

Література: 1. Обробка отворів у композиційних матеріалах / Н.А. Криштопа та ін. – К. :

Техніка, 1980. – 126 2. Родин П.Р. Геометрия режущей части спирального сверла / К. : Техника, 1971. -

135 с. 3. Степанов А. А. Обработка резанием высокопрочных композитных полимерных

материалов / А. А. Степанов. – К.: Знание, 1987. – 176 с. . УДК 623.451

Заболотній О.А., студ. Раська Н.С., д.т.н., проф.

ОСОБЛИВОСТІ КОНСТРУКЦІЙ ЛОТАТЕЙ, ТЕХНОЛОГІЙ ВИГОТОВЛЕННЯ ДЛЯ ВІТРОГЕНЕРАТОРІВ

Розвиток будь-якої країни значною мірою пов'язане із забезпеченістю ресурсами, у тому числі енергетичними. Встановлено, що темпи приросту національного доходу приблизно відповідають темпами зростання споживання енергії. Вітрогенератор - пристрій, що перетворює кінетичну енергію вітру в електричну енергію. Вітряки, вітрові електростанції виробляють електричну енергію необхідну для побутових або промислових споживачів.

У даній роботі наведені основні конструкції вітрогенераторів, конструкції та технологій виготовлення лопатей.

Випускають вітрогенератори з горизонтальною та вертикальною віссю. З горизонтальною віссю займають 95% виробництва вітрових електростанцій, так як у них ККД в 2-3 рази більше. Недоліком вітрогенераторів з горизонтальною віссю є виназначена направленість потоку порівняно з всенаправленістю вертикального вітрогенератора.

Адаптивні горзонтальні вітряки, які можуть адаптуватися під вітер мають на 15% і більше ККД в порівнянні з звичайними. Одною з прогресивних систем є телескопічні лопаті, які згладжують перепади вітру за рахунок сил інерції, їх недоліком є ускладнення конструкції та самої системи адаптації.

Вітрогенератори мають найчастіше 2-3 лопаті. В малих вітрогенераторів (довжина лопаті до 2 метрів) використовують суцільні лопаті, виготовленні з дерева чи взагалі з листового матеріалу (пластмаси чи металу). Великі лопаті за своєю конструкцією пустотілі, за рахунок чого досягається легкість, міцність і, відповідно, оптимальні аеродинамічні властивості. (Рис.1а)

34

Рис 1. Метод склейки лопаті вітрогенератора.

Найчастіше на фірмах, які виробляють великі вітрогенератори, лопаті склеюють в повздовжньому напрямку з окремих частин. Це забезпечує більш просту технологію виготовлення, але конструкція стає менш надійною. Деякі фірми склеюють готові частини поперечно, щоб забезпечити міцніше з’єднання між оболонками, що надає більшу жорсткість та цілісність лопаті при перевантаженнях. Для збільшення ККД існуючих адаптивних вітрогенераторів пропонується нова система адаптивного вітрогенератора з телескопічними лопатями та розроблена нова технологія виготовлення. УДК 621.9.07

Іванченко Д.О. студ., Солодкий В.І. к.т.н., доц.

КРУТНІ ДЕФОРМАЦІЇ ПРИ УТВОРЕННІ РІЗІ МІТЧИКАМИ

Найпоширенішими з'єднаннями деталей машин с різьбові з'єднання. Широке застосування різьбових з'єднань у машинах і механізмах пояснюється їхньою простотою й надійністю, зручністю регулювання зусилля закріплення, а також можливістю розібрати та повторно скласти без заміни деталі.

Нарізуванням різьби, називається її утворення зняттям стружки (а також пластичним деформуванням) на зовнішніх або внутрішніх поверхнях заготовок деталей. Прийоми нарізування різьби, і особливо різальний інструмент, що при цьому застосовується, багато в чому залежать від виду і призначення різьби.

При нарізуванні різьби матеріал деталі частково «видавлюється», тому діаметр свердла мас бути трохи більшим, ніж внутрішній діаметр різьби при нарізуванні різьби у твердих і крихких металах менша, ніж у м'яких і в'язких.

Якщо просвердлити під різьбу отвір діаметром, що точно відповідає внутрішньому діаметру різьби, то матеріал вдавлений при утворенні різі, тиснутиме на зуби мітчика, від чого вони в результаті великого тертя сильно нагріваються і до них прилипають частки металу. Різьба може вийти з рваними нитками, а в деяких випадках можлива поламка мітчика. При свердлінні отвору надто великого діаметра різьба виходить неповною по своїй висоті.

Ходові різьби виготовляють з прямокутним і трапецевидним профілем. Останні бувають одно-західні і багато-західні. Ходові різьби використовують для перетворення обертального руху в поступальний, наприклад, у верстатах різних конструкцій, в домкратах.

35

При контролі вимірювальної різьби (наприклад, шпинделя мікрометра) і ходової різьби (наприклад, ходового гвинта верстата) виходять і точності відносного переміщення шпинделя до гайки, яке визначається порівняно просто. Випадкові від'ємні місцеві помилки не небезпечні. Позитивні (додаткові) місцеві помилки гайки мають вплив тільки в тому випадку, якщо вони за абсолютною величиною менше від'ємних помилок шпинделя. Прогресивна величина помилки гайки не відіграє суттєвої ролі і має зичного впливу на загальну похибку гвинтової пари. Однак прогресивна помилка різі шпинделя (гвинта) по всій його довжині має досить суттєвий вплив на загальну похибку гвинтової пари через те що вона накопичується по мірі просування вздовж гвинта.

Для зменшення втрат на тертя, підвищення ККД та надійності і зносостійкості в ходових різьбах гвинти і гайки роблять з різних матеріалів, наприклад гвинти зі сталі, гайки - з латуні або бронзи. Унаслідок великої жорсткості різьб на фактичний розподіл навантаження істотно впливають: технологічні відхилення розмірів; невеликі пластичні деформації перевантажених витків, допустимі для кріпильних різьб: приробітку ходових різьб. Тому, при практичних розрахунках нерівномірність розподілу навантаження по витках різьб враховують коефіцієнтом нерівномірності навантаження по виткам.

Різні типи різі мають різні види руйнування різьби. Так для кріпильних різьб основною проблемою є зріз витків нарізі. Навпаки, для ходових різей основним видом руйнування є зношування витків, тобто зміна їх геометричних параметрів. В зв'язку із цим основними критеріями працездатності і розрахунку для кріпильних різьб є міцність витків, пов'язана з напруженнями зрізу. У той час як для ходових різьб – зносостійкість спряжених поверхонь, пов'язана з напруженнями зминання.

При утворенні різі мітчиками треба враховувати ту обставину, що мітчик під дією засиль різання отримує крутний момент і тому стрижень інструмента скручується відносно своєї вісі. Скручування мітчик у процесі утворення різі призводить зміни форми просторової твірної поверхні і як наслідок цього до зміни форми та розмірів гвинтової поверхні різі.

Особливістю деформування мітчика є те що під час скручування кожна точка різальної кромки мітчика обертається навколо вісі інструмента. Але через те,що утворююча поверхня мітчика є гвинтову поверхнею – різальні елементи змінюють свій крок вздовж осі мітчика. Таким чином, мітчик який не тільки змінює форму початкової інструментальної поверхні. Але й змінює свій крок, тобто крок гвинтової поверхні яку він утворює. В наслідок цього мітчик утворює різь меншого кроку за номінальний. Як наслідок цього, гвинтова пара отримує зайві навантаження за рахунок різного кроку між гвинтом та гайкою.

Таким чином, для утворення якісного з'єднання необхідно враховувати величину крутних переміщень мітчика під час утворення різі. Це можливо досягнути за рахунок застосування більш жорстких конструкцій інструменту або за рахунок корегування його осьового кроку.

36

УДК 621.9

Іванюк В.М., студ.; Майданюк С.В., асистент

ВИБІР ДИСКОВОЇ ПИЛКИ ДЛЯ РОЗРІЗАННЯ ПЛИТ З ЛАМІНОВАНОГО ДСП

При виготовленні меблів з МДФ та ламінованого ДСП однією з найбільш важливих та трудомістких операцій є заготівельна, а саме форматне розрізання плит на заготовки. Для забезпечення високої якості розрізуваних деталей до якості різу висувається ряд певних вимог, а саме, відсутність сколів лакового покриття та на торцях плит, перпендикулярність поверхні різу відносно поверхні плити та його висока якість для подальшого наклеювання шпону. Основну частину виконання усіх цих вимог покладають на верстат та інструмент, за допомогою яких будуть виконуватись роздільні операції.

В нашому випадку буде розглядатись інструмент, а саме дискова пилка. Проаналізувавши цілий ряд інструментів найбільш відомих компаній-виробників, лідерів цього сегменту, та ознайомившись з рекомендаціями щодо вибору конструкційних параметрів пилки дійшли до висновку яким повинен бути даний різальний інструмент.

Першим та найвизначнішим параметром інструменту, який забезпечує високу якість різу, являється форма зубців, яка впливає на схему зрізання припуску, зусилля та температуру різання, та якість обробленої поверхні. Найбільш оптимальною буде конструкція інструмента що включає групу з двох зубців, при якій вістря зубців переміно скошені в ліву та праву сторони. Такий диск, завдяки специфічній формі зубців, забезпечує чистий різ практично без сколів і розщеплення матеріалу, завдяки невисокому ріжучому тиску. Перевагою також є вільне видалення стружки, яке відбувається за рахунок бічних зазорів, утворених скошеними кутами. В деяких випадках можливе використання групи зубців, що складається з трьох зубців, додатково плоский зуб, який додає швидкості розрізання.

Наступним, не менш важливим параметром, являється величина переднього кута дискової пилки. Найбільш оптимальний кут повинен коливатися в межах 6-10̊ та повинен бути додатнім для уникання відриву матеріалу. Іноді передній кут роблять від’ємним для контролю подачі заготовки, що в свою чергу, в деяких випадках, може призвести до погіршення якості різу.

В наш час широкого застосування набули верстати з ручною подачею заготовки, що не завжди забезпечує правильний контроль подачі матеріалу. Для вирішення цієї проблеми інструмент виготовляють з обмежувачами подачі матеріал. Вони знижують небезпеку «зворотного удару», істотно додаючи безпеку в експлуатації пилкового диска. Оскільки такі обмежувачі являються складними у виготовленні і, як наслідок, збільшують вартість інструменту, замість них можна використати технологію збільшення спинки зуба. Така конструкція забезпечує високу стабільність при різанні, обмежує глибину зняття стружки, знімає навантаження на полотно і додає надійності пильному диску.

При використанні дискових пилок підвищується температура полотна, яка може призвести до розширення тіла полотна і, в підсумку, деформації диска, тому в конструкцію пильного диска вносяться так звані пази розширення. Геометрія пазів розширення продумана таким чином, щоб повністю запобігти шкідливій напрузі і деформації диска.

Негативний вплив на якість зрізу також несуть вібрації, які виникають під час процесу різання. Для запобігання цих вібрацій в конструкцію пильних дисків вносять спеціальні конструктивні елементи: демпфуючі прорізи спеціальної конфігурації або

37

так звані кільця жорсткості (кільцева натяжна накатка). При цьому демпфуючі прорізи можуть бути порожніми або заповненими поліуретаном.

Завдяки демпфуючим прорізам, які виконуються або лазерним прорізанням, або фрезеруванням, підвищується якість різу і термін експлуатації пильного диска. Така технологія є унікальною, тому вартість такого інструменту значно підвищується.

Кільцева натяжна накатка підвищує жорсткість полотна. Це дуже серйозно позначається на результаті різання. Завдяки зменшення вібрацій поліпшується якість зрізу та забезпечується відсутність сколів. Також значною перевагою є зменшення шуму при різанні. Така технологія також є унікальною, тому вартість такого інструменту також підвищується. УДК 621.914

Іванюк В.М., студ.; Майданюк С.В., ассистент

ТЕМПЕРАТУРА В ЗОНІ СТРУЖКОУТВОРЕННЯ ТА НА КОНТАКТНИХ ПОВЕРХНЯХ ІНСТРУМЕНТА

Температура є одним із факторів, які впливають на працездатність і стійкість металорізальних інструментів. Теплофізичний аналіз дозволяє встановити область режимів, при яких доцільно використовувати матеріали з тим чи іншим ступенем температурної стійкості. Вивченню теплофізики процесу різання присвячено багато робіт вітчизняних і зарубіжних дослідників.

Аналіз літературних джерел вказує на те, що більшість робіт присвячена дослідженням теплофізики стаціонарного процесу ортогонального різання. Але приведений теоретичний матеріал і методи досліджень можуть бути використані для дослідження більш складних задач, в тому числі для дослідження умов роботи відрізних фрез. Зокрема, це стосується методу визначення теплових полів з використанням функцій Гріна (метод джерел) і чисельного моделювання методом скінчених елементів.

Для процесу різання рівняння теплового балансу може бути представлено в наступному виді

нссінсдеттд QQQQQQQ

де дQ - теплота, еквівалентна роботі деформації шару, який знімається різанням

(в тому числі і робота зсуву елемента стружки);

тQ - теплота, еквівалентна роботі тертя на контактних поверхнях інструменту.

Теплота тд QQ в результаті теплообміну в зоні різання так чи інакше

передається оброблюваній деталі детQ , інструменту інсQ , стружці сQ і навколишньому

середовищу нсQ . Сумарна теплота Q не зовсім еквівалентна механічній роботі процесу

різання, так як частина останньої поглинається і переходить в енергію зміни кристалічної сітки. Але дослідженнями доведено, що різниця між тепловою і механічною енергією процесу не виходить за межі 0,5-3%. Тому на практиці, як правило, приймають, що теплова і механічна енергії процесу різання еквівалентні між собою, тобто ДжEQ ,

В умовах ортогонального різання робота виконується в трьох характерних зонах: в умовній площині зсуву і в прилеглій безпосередньо до неї області; в місці

38

контакту стружки з передньою поверхнею інструменту; в місці контакту поверхні різання з задньою поверхнею інструмента.

Першим джерелом є робота затрачена на деформацію і руйнування оброблюваного матеріалу в умовній площині зсуву. Тут виділяється найбільша кількість теплоти дQ . Вона розподіляється між деталлю ддQ і стружкою дсQ . Робота

сил тертя по передній поверхні різального інструменту і робота вторинної деформації приконтактного шару стружки є другим джерелом теплоти. Його тепло тпQ

розподіляється між інструментом і стружкою. Третє джерело теплоти виникає в результаті роботи сил тертя на задній поверхні інструмента і деформування матеріалу під поверхнею різання. Це джерело порівняно з іншими виділяє найменшу кількість теплоти тзQ і частину її передає в деталь, а частину в інструмент. В процесі різання має

місце складне переплетення маршрутів переміщення тепла між елементами системи за рахунок перетікань між стружкою та деталлю через інструмент.

При цьому тепловий режим для кожного елементу системи задається впливом трьох джерел:

– кількість теплоти, яка поступає в деталь - зтздддет QQQQ

– кількість теплоти, яка поступає в стружку - птпдсс QQQQ

– кількість теплоти, яка поступає в інструмент - зпінс QQQ

Отже для визначення температурного режиму інструмента потрібно знати, яка частка теплоти різання поступає в інструмент через передню та задню поверхні різальної частини.

А.Н.Резніков загальну теплову потужність процесу різання Q визначає на

основі рівності теплової і механічної потужностей vPQ z . Далі через дQ

позначається потужність теплоти деформації, тQ1 та тQ2 - теплова потужність джерел,

які виникають як результат тертя відповідно на передній та задній поверхнях інструменту, 1Q та 2Q - теплова потужність підсумкових джерел на цих поверхнях. Величини, що відносяться до передньої поверхні, містять в індексі цифру 1, а до задньої поверхні – цифру 2. Тепловий баланс процесу різання при цьому буде:

2Q1QрQ,2Qт2QдQ)*b1(детQ

1Qт1QдQ*bсQ,vzPрQдетQсQQ

де сQ , детQ , рQ - відповідно теплота в стружці, деталі і різці;

*b - доля теплоти деформації, яка передається стружці. При цьому приймається припущення, що джерела 1q та 2q розподілені на

відповідних площадках рівномірно, оскільки відсутні надійні дані про опис законів розподілу їх інтенсивності. Підсумкові формули для визначення середніх температур

стружки на поверхні контакту з різцем c, деталі на поверхні контакту з різцем дет

,

передньої поверхні різця 1 з коефіцієнтом теплопровідності р задньої по верхні

різця 2:

39

lqN

lqM

1)q3,1q(l

L142,0)с1(

2р

211

р

11

1т11

cдс

(1)

11р

122

р

22

2т22

детддет

lqN

lqM

q82,1q(l

1,0T)с1(

(2)

Розрахунок 1q та 2q виконується прирівнюючи системи (1) та (2), тобто

вважаючи 1

с та 2

дет

. Аналіз показує, що в ній використовується ряд

припущень, які без значної втрати точності дозволяють спростити розрахунки. Недоліком є те, що в ній використовуються емпіричні дані. Для проведення розрахунків необхідно попередньо знати складові сили різання xP , уP , zP і коефіцієнт

усадки стружки . Процес фрезерування відрізними фрезами відноситься до нестаціонарних

процесів з багатьма змінними параметрами. Тому при його температурному аналізі потрібно враховувати зміну товщини зрізу, кількість одночасно працюючих зубців, уривчастість процесу різання, яка характеризується наявністю робочої фази різання і холостого ходу за період одного оберту фрези. Час холостого ходу, за який відбувається конвекційне охолодження різальної частини фрези, при відрізанні дисковими фрезами в декілька разів перевищує тривалість робочої фази. Відрізання металевих заготовок виконується при порівняно низьких швидкостях різання і малих товщинах зрізу. За таких умов домінуючий вплив на працездатність дискової відрізної фрези має статична і динамічна сталість інструменту в процесі різання. Крім того сумарна кількість теплоти, яка виділяється в зоні різання, прямопропорційна силі різання. УДК 621.9

Карпенко А.В. студ.; Каричківський М.І. студ.; Равська Н.С. проф., д.т.н.

ЧЕРВ’ЯЧНА ФРЕЗА З НЕЗАЛЕЖНИМИ ВЕЛИЧИНАМИ ЗАДНІХ ВЕРШИННИХ ТА БОКОВИХ КУТІВ.

Зубчасті передачі являють собою найпоширеніший вид передач в сучасному машинобудуванні. Розповсюдженість зубчастих передач зумовлена простотою в експлуатації, надійністю в роботі, постійним передаточним числом та великим значенням коефіцієнту корисної дії.

Основною складовою зубчастих передач є зубчасті колеса. Одним з найбільш поширених методів виготовлення їх зубів є зубофрезерування черв’ячними фрезами методом обкатки. Метод обробки черв’ячними фрезами характеризується високою продуктивністю, універсальністю і точністю.

Проте продуктивність нарізання зубчастих коліс цим інструментом може бути значно підвищена за рахунок збільшення стійкості черв’ячних фрез. Одним із шляхів підвищення стійкості будь-якого інструменту є його раціональна геометрія, тобто така

40

геометрія, яка відповідає рекомендованим значенням передніх і задніх кутів вздовж різальних кромок. Розглядаючи геометрію зуба фрези слід відзначити, що вона визначається величиною затилування, яка забезпечує на вершинній кромці кут αв =10…12˚. В той же час кути на бокових кромках зубців черв’ячної фрези при формуванні задньої поверхні таким способом, залежні від кута αв. Їх значення на бокових різальних кромках значно менші кута αв і в межах бокової різальної кромки досягають 2...3˚, що негативно впливає на стійкість інструменту.

Такої залежності можна уникнути, якщо затилування черв’ячних фрез проводити при завищених значеннях величини затилування К, це призведе до збільшення як задніх кутів на вершинній кромці так і на бокових. В цьому разі необхідного значення вершинного заднього кута αв досягають заточкою вершинної кромки під необхідним кутом (рис 1.). Фрези з такою конструкцією зубів переточуються по передній поверхні і по задній поверхні на вершинних різальних кромках.

Рис. 1. – Форма зуба черв’ячної фрези.

Таким чином, фрези з такою формою зуба забезпечують незалежні задні

вершинні та бокові кути, що сприяє підвищенню їх стійкості, розширює область їх використання, а в результаті і підвищує продуктивність зубонарізання. УДК 621.9.07

Кашева Д. К. студ., Солодкий В.І. к.т.н. доц.

ОСОБЛИВОСТІ КОНСТРУЮВАННЯ ТОРЦЕВИХ ФРЕЗ

Торцева фреза є тілом обертання, на циліндричній твірній або на торцевій поверхні якої (або на обох відразу) є різальні елементи у вигляді зубів. При обертанні і одночасній подачі зуби один за іншим вступають в роботу і зрізують стружку. Різноманіття операцій, що виконуються на фрезерних верстатах, привело до появи торцевих фрез різних типів.

Фрези торців широко застосовуються при обробці площин. Вісь їх установки і обертання розташована перпендикулярно до оброблюваної поверхні деталі. На відміну від циліндричних фрез, де всі точки ріжучих кромок є такими, що профілюють і формують оброблену поверхню, у торцевих фрез формоутворюють тільки вершини зубів.

41

Отже, при формоутворенні торцевими фрезами утворення номінальної поверхні деталі здійснюється не лінійними ділянками ріжучих кромок, а тільки точками розташованими в площині, яка перпендикулярна до осі обертання інструменту.

Це дозволяє використовувати як ріжучі елементи різноманітні форми ріжучих кромок — круглі, ламані і так далі. Кут контакту фрези із заготівкою визначається тільки шириною фрезерування і діаметром фрези, що забезпечує плавнішу роботу. В порівнянні з циліндричними фрезами, фрези торців набагато масивніше і жорсткіше і тому переважно застосовуються при обробці площин.

Обробка декількома формоутворюючими точками, дозволяє сумістити в одній фрезі декілька технологічних переходів. Розташовуючи точки інструменту, що формоутворюють, на різній висоті (у різних площинах) і на різній відстані від центру обертання фрези, можна сумістити чорнове і чистове оброблення за один прохід інструменту. Це дозволяє значно підвищити продуктивність процесу фрезерування.

Конструктивне поєднання чорнової і чистової обробок здійснюється за рахунок розташування зубів фрези в шаховому порядку, коли чорнові і чистові елементи чергуються між собою.

Число зубів фрези визначає продуктивність обробки. При його призначенні необхідно прагнути до забезпечення рівномірності фрезерування, найбільшого числа переточувань (з урахуванням рівномірності фрезерування), максимального використання ефективної потужності устаткування.

При виборі форми зуба треба забезпечити його необхідну міцність, вільне розміщення в канавці стружки що зрізується, велику кількість переточувань, простоту виготовлення. При конструюванні торцевих фрез необхідно величину головного кута в плані зуба фрези приймати залежно від жорсткості системи і необхідних величин оптимальної стійкості і продуктивності інструменту.

При обробленні в умовах масового і великосерійного виробництва порівняно жорстких деталей на прохід при глибині шару, що знімається від 1 до 3 мм кут в плані приймають рівними 20, а при глибині шару, що знімається у межах від 3...6 мм необхідно збільшити кут в плані до 30°. Навпаки, при обробці деталей середній жорсткості на прохід кут в плані можна приймати в межах 45...60°.

При підвищених вимогах до чистоти утвореною методом фрезерування поверхні необхідно, щоб один або два зуби працювали як зачисні, з ділянками кромок паралельними площині обробки. УДК 621.914

Кіріна З.І., студ.; Герасимчук О.М., к.т.н., доц.

ВПЛИВ ГЕОМЕТРИЧНИХ ПАРАМЕТРІВ ТОРЦЕВИХ ФРЕЗ НА ЕФЕКТИВНІСТЬ ОБРОБКИ ЧАВУНУ

Фрези з механічним кріпленням пластин застосовуються на універсальному обладнанні та верстатах з ЧПУ. Такі фрези забезпечують велику стійкість та продуктивність.

Для забезпечення працездатності та зносостійкості інструмента важливе значення мають геометричні характеристики вставних ножів. Раціональні геометричні параметри інструмента, оснащеного пластинами, визначаються умовами процесу різання і властивостями оброблюваного матеріалу. При цьому вибір геометричних параметрів для ножів, що переточуються, відрізняється від вибору геометрії ножів, оснащених непереточуваними різальними пластинами.

42

Геометрія повинна забезпечувати міцніть вершини та ріжучих кромок ножа. Багато залежить від виду обробки. Величина заднього та переднього кута має вплив на працездатність інструменту. При чорновому фрезеруванні передній кут має бути від’ємним. Передній та задній кути треба збільшувати пропорційно одне до одного. Якщо при чорновому фрезеруванні збільшити задній кут у декілька разів, це підвищить стійкість, однак може послабити ріжучий клин інструменту. Кут нахилу ріжучої кромки при обробці без ударів приймається λ=3…6°, а при обробці з ударом кут треба зменшити. Для того щоб забезпечити захист пластини від сколювання застосовують фаски.

Від виду обробки також залежить форма пластини, що використовується. Найчастіше приймаються пластини круглої, квадратної та ромбічної форми. При чистовій обробці краще використовувати пластини круглої форми, з додатнім заднім кутом.

На стійкість інструменту сильно впливає передній кут γ та головний кут в плані . При зменшенні головного кута в плані період стійкості зменшиться. При збільшені переднього кута, період стійкості зростає. Також із збільшенням переднього кута зростає значення залишкових напружень після обробки, та глибина їх залягання.

Важливий вплив на стійкість інструмента має величина кута нахилу головної ріжучої кромки. При позитивному значенні кута процес врізання інструмента в заготовку відбувається не з вершини інструмента, а з вразливих для руйнування точок, що знаходяться на різальній кромці. Найбільш оптимальною є величина нахилу ріжучої кромки λ=3…5°. Навантаження на вершину в цьому випадку наростає не миттєво, а поступово, що особливо важливе при обробці переривчастих поверхонь.

Найбільша ефективність застосування збірних фрез із вставними пластинами достягається від застосування їх на високошвидкісному, жорсткому обладнані з високою вібростійкістю. Жорсткість верстата впливає на інтенсивність зносу інструмента, та на зношування різальних кромок.

Використання змінних пластин допомагає знизити вартість інструменту, та час на його наладку на верстаті. УДК 621.914.22

Кіріна З.І., студ.; Герасимчук О.М., к.т.н., доц.

КЛАСИФІКАЦІЯ ТОРЦЕВИХ ФАСОННИИХ ФРЕЗ ЗА ФОРМОЮ ПОВЕРХОНЬ РІЗАЛЬНОЇ ЧАСТИНИ

Задача визначення форм поверхонь різальної частини інструменту, які забезпечують можливість його переточування під час експлуатації, неоднозначна. Можна спроектувати безліч інструментів, які забезпечать обробку новим та переточеним інструментом одних і тих же поверхонь.

Передня поверхня торцевих фасонних фрез, як правило, є площиною. У загальному випадку передня площина торцевих фрез для обробки фасонних поверхонь може займати положення, при якому кути (рис.1). В окремих випадках передня площина може бути осьовою ( ); фронтально-проектуючою, з різальною кромкою, що лежить в осьовій площині ( ); горизонтально-проектуючою (, ).

43

а) б)

Рис.1. Положення передньої площини у торцевих фасонних фрез: а) площина загального положення; б) фронтально-проектуюча площина, що не

проходить через вісь фрези Для випадку, коли заточування виконується по передній площині, розроблена

класифікація задніх поверхонь торцевих фасонних фрез, узагальнювальні випадки, якої показані на рисунку 2, де О – вісь фрези, L – вісь обертального руху різальної кромки, V – вектор швидкості прямолінійно-поступального руху різальної кромки.

З теорії затилування відомо, що непереточувана поверхня різальної частини створюється за обраного руху фасонної різальної кромки. В цьому випадку непереточувана поверхня буде сукупністю фасонних різальних кромок. Під час переточок видаляється зношена різальна кромка і відтворюється різальна кромка тієї ж форми, що і у нового інструмента. При цьому, з технологічних міркувань рухи різальної кромки приймаються порівняно прості: прямолінійно-поступальний, обертальний, гвинтовий та затилувальний, який є сукупністю прямолінійно-поступального та обертального рухів.

Для обробки заданої фасонної поверхні деталі, згідно цієї класифікації, можуть бути спроектовані різні типи фасонних торцевих фрез, а саме: торцеві фасонні фрези із задньою фасонною циліндричною поверхнею, фасонною поверхнею обертання,

а) б)

44

VL

в) г) Рис. 2. Форми задніх поверхонь торцевих фасонних фрез: а) фасонна циліндрична

поверхня; б) фасонна поверхня обертання; в) фасонна гвинтова поверхня; г) фасонна затилована поверхня (1 – радіальне затилування; 2 – осьове затилування; 3 –

затилування під кутом) фасонною гвинтовою поверхнею та фасонною затилованою поверхнею

(радіальне, осьове та кутове затилування). Таким чином, для обробки заданої фасонної циліндричної поверхні можуть бути

спроектовані різні типи фасонних фрез. Вибір раціональної конструкції базується на аналізі геометричних параметрів різальної частини. УДК 621.914.22

Колодєєв Є.Г., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл.

СПОСОБИ ПІДВИЩЕННЯ ПРАЦЕЗДАТНОСТІ ТОРЦЕВИХ ФРЕЗ

Зростання вимог до якості сучасної продукції визначає необхідність підвищення якості окремих деталей. Це збільшує частку чистових операцій у загальній трудомісткості виготовлення деталей, що пояснюється також зменшенням припусків на оброблення за рахунок використання таких сучасних методів отримання заготовок, як лиття під тиском, виготовлення деталей з металопорошків, прокату точних профілів тощо. Тому особливу увагу необхідно приділяти підвищенню якості та ефективності чистового та напівчистового оброблення матеріалів.

Останнім часом широкого застосування набули методи остаточного оброблення плоских поверхонь чистовими торцевими фрезами. Це пояснюється тим, що фрезерування, порівняно зі шліфуванням, характеризується більш високою продуктивністю і розмірної стійкістю інструмента і забезпечує меншу кількість дефектів поверхневого шару. Обробленню підлягають відповідальні деталі машин, високоточного обладнання, металорізальних верстатів тощо. Працездатність таких деталей вимагає забезпечення необхідної контактної жорсткості та зносостійкості з'єднань, тому вони повинні мати мінімальні відхилення від площинності й необхідну шорсткість поверхні.

При конструюванні торцевих фрез часто не враховуються особливості фінішного оброблення - різання з малими товщинами зрізу, незадовільно вирішуються

45

питання повної участі різальних елементів в різанні і відновлення різальної здатності фрез.

Проектування торцевих фрез є багатоваріантної завданням, при цьому відсутні чіткі критерії їх раціональної конструкції. Конструкція насадної торцевої фрези представлена на Рис.1.

Рис.1. Фреза торцева насадна

Торцева фреза крім головної різальної кромки 7 у зуба фрези має допоміжну різальну кромку 8 та перехідну 9 шириною f0. Головний кут в плані φ торцевої фрези вимірюють між проекцією головної різальної кромки зуба на осьову площину і напрямком подачі. Допоміжний кут φ1 в плані становить 5-10°. Чим він менше, тим менше шорсткість оброблюваної поверхні. Перехідна різальна кромка підвищує міцність різальної частини зуба. Головний передній і головний задній кути вимірюють у площині, перпендикулярній проекції головної ріжучої кромки зуба на осьову площину.

Основні проблеми оброблення торцевими фрезами: 1. Під час роботи фрези на передньої поверхні зуба в середині контактних

поверхонь утворюються поздовжні тріщини, перпендикулярні до різальної кромки. При роботі фрези ці тріщини збільшуються, поширюючись на задню поверхню зуба. Високі температури на контактних поверхнях. Висока амплітуда коливань за час робочого і холостого ходів. Висока собівартість.

2. Періодична зміна сил різання при фрезеруванні являє собою джерело зовнішніх впливів на технологічну систему і призводить до небажаних вимушених коливанням. Поряд з цим внаслідок регенерації вібраційних хвиль на поверхнях різання, послідовно утворених зубами фрези в процесі видалення припуску, виникають автоколивання.

3. Складність експлуатації при високих швидкостях різання. Низька точність оброблення. Велика шорсткість оброблюваної поверхні. Великі сили різання.

Вирішення вищенаведених експлуатаційних проблем можливе за рахунок детермінованого або комбінованого застосування наступних заходів:

Застосування зносостійких покриттів, при цьому зуби фрези будуть виготовлені з дешевих матеріалів, проте будуть володіти високими зносостійкими властивостями.

а) покриття повинне забезпечувати зменшення температури на контактних поверхнях та різальному клині, а головне, зменшувати амплітуду коливання цих температур під час робочого та холостого ходів.

46

б) для стримування процесів утворення тріщин в покриттях їх адгезійно - міцнісні властивості й залишкові напруження в покритті повинні забезпечувати утворення значних стискаючих напружень під час робочого і холостого ходів.

Фрези оснащені багатошаровим покриттям володіють підвищеною стійкістю , а значить зменшують собівартість механічного оброблення.

У процесі оброблення через дію періодичних великих сил різання і нерівномірності зняття припуску виникають вимушені коливання , що погіршують якість оброблення. Для зменшення вібрації фрези можливе виготовлення зубців фрези змінного перерізу для гасіння автоколивань системи.

Для збільшення продуктивності різальні кромки зубів за одиницю часу повинні проходити більшу відстань по поверхні заготовки тому доцільно збільшувати частоту обертання фрези разом з поздовжньою подачею.

Таким чином удосконалення конструкції торцевої фрези можливе за рахунок комплексного застосування багатошарових покриттів, змінної геометрії різальної частини зубців та оперування оптимальними режимами різання. УДК 621.941

Коцюба Н.І., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н., доц.

ОСОБЛИВОСТІ РОЗТОЧУВАЛЬНИХ ГОЛОВОК ДЛЯ ЧИСТОВОЇ ОБРОБКИ

В машинобудуванні знайшли своє застосування розточувальні головки для чистового точіння по обробці металів різанням, зокрема розточуванні глибоких отворів в габаритних деталях різного типу, корпусних деталях машин, редукторів.

Розточувальні головки широко застосовують в автоматизованому виробництві в тому числі на верстатах з числовим програмним керуванням. Режими різання при чистовому розточуванні залежать від різних факторів: оброблюваного матеріалу і його характеристики, від діаметра і глибини отвору, матеріалу різальних елементів, обладнання та його можливостей. Припуск який залишають під чистове розточування повинен забезпечити видалення конусоподібності, еліптичності і нерівності поверхонь. Стружка повинна легко евакуюватись з отвору без пошкодження обробленої поверхні. Найчастіше при розточуванні вимоги по чистоті оброблюваної поверхні обмежують значення подачі і правильний вибір геометрії пластини стає дуже важливим, їх робота супроводжується збільшенням радіальних зусиль, що становить ризик виникнення вібрацій. Яка в свою чергу погіршує якість одержаної поверхні.

Великий вплив має швидкість різання яка обмежується не стільки з міркування стійкості пластини, скільки ризиком появи вібрацій. У зв'язку з цим початкове значення швидкості різання повинно дорівнювати 50% від рекомендованого значення для зовнішнього точіння, а для розточувальних оправок невеликих діаметрів становити 60-70 м/хв.

При чистовому розточуванні глибина різання визначається її геометрією. За надмірного значення глибини різання стружка буде застрягати між поверхнею заготовки і пластиною, що може призвести до пошкодження ріжучої кромки.

Також причиною виникнення вібрацій можуть статинеправильно обрані геометричні параметри пластини,головний кут в плані, радіус при вершиніпластини і т.д. Для більшості випадківрекомендується вибирати пластину з дадатнім переднім кутом, і невеликим радіусом привершині. Головний кут в плані повинен бутимаксимально близьким або дорівнювати 90°.Для прикладу пластинифірми CoroTurn 107 і 111 повністю відповідаютьперерахованим вище вимогам і томує одними

47

із першихдля вибору чистовихоперацій розточування. Виликий вплив відіграє радіальна силарізання яка безпосередньо пов'язана з величиною радіусапри вершині пластини. Більший радіус привершині викликатиме віджим інструменту що буде призводити до появівібрацій. Рекомендований радіус при вершиніпластини для чистового розточування дорівнює 0,2мм. Не рекомендується працювати пластинами зрадіусом більше 0,4 мм.Також пластини для звичайного точіння можуть використовуватися і для чистового розточування. Тепер є спеціалізовані пластини для фінішного розточування. Це пластини фірми TCEX розмірів T06, T09 і T11 з радіусом при вершині 0,2 мм. Геометрія пластини забезпечує контроль над напрямком сходу стружки, що дозволяє мінімізувати ушкодження стружкою обробленої поверхні.

По можливості при чистовому швидкісному розточуванні глибоких отворів завжди потрібно застосовувати в якості мастильно охолоджуючої рідини або спеціальні емульсії, або мало вʼязкі МОР на масляній основі, на операціях розточування. це буде сприяти швидкій евакуації стружки з зони різання і з отвору взагалі. Робота без МОР призводить до зниження стійкості пластин, скупченню стружки в зоні різальних кромок і викришування пластинок твердого сплаву.

Література: 1. Баранчиков В.И. Справочник конструктора-инструментальщика: Подобщ.

ред. В.И. Баранчикова.- М.: Машиностроение, 1994.- 560 с. 2. www.sandvik.coromant.com/ru

УДК 621.914.1

Кравець О.В., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл.

АСПЕКТИ ВИКОРИСТАННЯ ЗМАЩУВАЛЬНО ОХОЛОДЖУЮЧИХ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СЕРЕДОВИЩ В ПРОЦЕСІ ФРЕЗЕРУВАННЯ

В даний час велика увага приділяється вдосконаленню технології механічного оброблення, підвищенню продуктивності і точності виготовлення деталей машин, підвищенню стійкості інструменту. Використання нових змащувально охолоджуючих технологічних середовищ (ЗОТС) на операціях фрезерування дозволяє в 2-4 рази підвищити стійкість інструменту, в кілька разів зменшити висоту мікронерівностей обробленої поверхні та залишкові напруження, на 40-50% збільшити продуктивність оброблення, знизити витрати енергії процесу різання.

В даний час немає загальновизнаної теорії, що пояснює численні аспекти механізму дії ЗОТС, не розроблені наукові основи синтезу та підбору складу ефективних середовищ. ЗОТС обирається в основному емпіричним шляхом на основі особистого досвіду фахівців або за результатами верстатних випробувань. Такий метод підбору оптимального складу вимагає великих часових і матеріальних витрат і не гарантує отримання найкращих результатів.

Вибір ЗОТС при розробці технології оброблення заготовок базується на заданих технологічних параметрах, до яких належать:

досягнення необхідної точності оброблення, яка забезпечується за рахунок зниження сил різання і тертя в зонах контакту заготовки та інструменту, кращого розміщення стружки в канавках багатозубих інструментів і кращого видалення стружки із зони різання, що сприяє зменшенню деформації заготовки та інструменту;

забезпечення заданої якості обробленої поверхні: зменшення її шорсткості, глибини та інтенсивності наклепу;

48

зниження інтенсивності розмірного зносу інструменту. Підбір технологічного середовища має здійснюватися з урахуванням

оброблюваного матеріалу, виконуваної операції, вимог, що пред'являються до якості обробленої поверхні (шорсткість, мікротвердість та ін.), матеріалу і геометрії різального інструменту, режимів оброблення і пов'язаної з ними температури в зоні різання.

Нагрівання різального інструменту в зоні контакту з прирізцевою стороною стружки до високих температур (t=700° С і вище), та пов'язане з цим тепловиділення, негативно впливають на інструмент і заготовку: викликає зниження твердості різального інструменту і втрату його різальних властивостей, структурні перетворення в поверхневому шарі оброблюваного металу. Температурні деформації різального інструменту, пристосування, заготовки і верстата впливають на точність оброблення. Високі температури в поверхневому шарі заготовки в процесі оброблення призводять до похибки форми і структурних змін в оброблюваних поверхнях.

Змащувальна дія ЗОТС полягає у зменшенні реакційної здатності утворених в процесі різання ювенільних поверхонь, зниженні кількості і міцності адгезійних зв'язків між контактуючими поверхнями, у зменшенні площі (довжини) контакту стружки з передньою поверхнею інструменту і в утворенні граничної плівки, що захищає поверхню контакту оброблюваного та інструментального матеріалів від фізико-хімічної і механічної деструкції.

Однак посилення змащувальних властивостей технологічних середовищ може мати і негативні наслідки в тих випадках, коли:

введені присадки посилюють корозійно-механічне зношування інструменту;

наріст має захисну дію, наприклад, при обробленні сталей на порівняно невисоких режимах різання інструментами з швидкорізальної сталі;

в зоні контакту інструмент-деталь утворюються граничні плівки, які мають більш високу міцність, ніж метал заготовки, що призводить до зростання сил різання. ЗОТС з підвищеними різальними властивостями (ефект Ребіндера – зміна

механічних властивостей твердих тіл внаслідок фізико-хімічних процесів, що викликають зменшення поверхневої міжфазової енергії тіла) забезпечує зменшення міцності найтонших поверхневих шарів оброблюваного металу, опір зсуву і сили різання. Форма прояву ефекту Ребіндера залежить від хімічної природи оброблюваного металу, його структури, умов різання. Цей ефект може проявлятися у вигляді: адсорбційного пластифікування (полегшення пластичного деформування), адсорбційного пониження міцності і навіть мимовільного диспергування структури твердого тіла.

Найбільш сильно ефект Ребіндера проявляється при використанні ЗОТС близьких до твердого тіла за молекулярною природою. Слід враховувати, що, якщо компоненти вступають в хімічну реакцію з твердим тілом, ефект адсорбційного пониження міцності не спостерігається.

Кращими охолоджуючими властивостями володіють водні ЗОТС. Однак у них гірші мастильні властивості, що викликає необхідність врахування режимів різання, оскільки для кожного інструментального матеріалу існує оптимальна температура, що забезпечує його максимальну стійкість. Наприклад, для швидкорізальних сталей Р6М5, Р9, Р18 підвищення розмірної стійкості інструмента досягається при температурі 297° С, для твердих сплавів ВК8 і Т15К6 - при 197 і 777° С. за яких теплопередача різко погіршує утворення парової плівки на поверхні інструменту при різанні.

49

Отже дуже важливим є питання закономірностей механізму дії ЗОТС в процесі фрезерування, що дозволяють вести цілеспрямовану розробку нових складів технологічних середовищ, за для забезпечення підвищення якості, точності і продуктивності оброблення. УДК 621.923

Купрєєв Д.В., студ.; Добровольський А.Р., студ.; Ткачук І.В., аспір.; Майборода В.С., д.т.н., проф.

ВЛИВ КОНСТРУКЦІЇ ВІДНОВЛЮВАЛЬНОГО ЕЛЕМАНТУ НА АБРАЗИВНО-ПОЛІРУЮЧУ ЗДАТНІСТЬ МАГНІТО-АБРАЗИВНОГО ІНСТРУМЕНТУ ПРИ

МАГНІТНО-АБРАЗИВНОМУ ОБРОБЛЕНІ

Забезпечення ефективного процесу магнітно-абразивного оброблення (МАО) в робочих щілинах кільцевого типу неможливо без постійного відновлення форми та властивостей магнітно-абразивного інструменту (МАІ), який формується в процесі оброблення в робочій щілині магнітної системи верстату.

Для вирішення проблеми переформування МАІ, а саме забезпечення рівномірного, контрольованого оброблення по висоті робочого зазору доцільно використовувати відновлювальний стрижневий елемент (ВСЕ) з немагнітного матеріалу [1], який дозволяє відновлювати щільність МАІ по висоті робочого зазору за рахунок примусового переміщення витісненого порошку в зону активного оброблення в міжполюсний простір робочого зазору.

Дослідження впливу відновлювального стрижневого елемента спеціальної конструкції з магнітними вставками різної довжини 10мм, 20мм, 30мм та 45мм на абразивно-поліруючу здатності МАІ при МАО довгомірних деталей виготовлених з інструментальної сталі У9А виконували на експериментальному верстаті з кільцевим розташуванням робочої щілини. Процес МАО виконували в режимі «стікання» та «натікання» МАІ з оброблюваних поверхонь. Швидкість обертання навколо осі кільцевої ванни 3м/с, час оброблення 60с, магнітна індукція в робочій зоні 0,23Тл. У якості магнітно-абразивного інструменту використовували магнітно-абразивний порошок Феромап з розміром частинок 200/160мкм з додаванням олійної ЗОМТС марки АСФОЛ. Коефіцієнт заповнення кільцевої ванни МАІ складав 0,74. Кут нахилу ВСЕ відносно площини кільцевої ванни 400, а оброблювальних деталей 450 [2].

Шорсткість оброблювальних поверхонь контролювали до та після МАО на профілограф-профілометрі Калібру 252 по всій довжині оброблюваної поверхні по 4 паралельних лініях на відстані 2 мм одна від одної. В якості критерію, що визначає абразивно-поліруючу здатності МАІ в різних зонах магнітного зазору, використовували відношення зміни параметру Ra до та після МАО до вихідного значення шорсткості необроблених поверхонь деталей (1)

Результат експериментальних досліджень представлено у вигляді залежностей на рис. 1 та 2. Встановлено, що при МАО довгомірних деталей доцільно використовувати стрижневий відновлювальний елемент. Використання спеціальної конструкції ВСЕ знижує якість оброблюваних поверхонь у верхній частині робочого зазору, там де розміщується магнітна вставка, при МАО в режимі «стікання» це може бути пов’язано з магнітною складовою формування МАІ. При МАО в режимі

1)

50

«натікання» з використанням ВСЕ з магнітною вставкою 20мм, отримано найкращий результат. Використання ВСЕ спеціальної конструкції дозволяє забезпечувати максимальну інтенсивність МАО в заданій області робочого зазору, яка визначається величиною магнітної вставки та місцем її розташування.

Рис. 1. Відносна шорсткість зразків після МАО в режимі «стікання»

Рис. 2. Відносна шорсткість зразків після МАО в режимі «натікання» Література: 1. Майборода В.С. Особенности формирования магнитно-абразивного

инструмента при магнитно-абразивной обработке длинномерных деталей в кольцевой рабочей зоне / В.С.Майборода, Д.Ю.Джулий, И.В.Ткачук // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Машинобудування і машинознавство. – Донецьк: ДонНТУ, 2011. – №8(190) – С.49-56.

51

2. Майборода В.С. Формування магнітно-абразивного інструменту при магнітно-абразивному обробленні довгомірних деталей у кільцевій робочій зоні / В.С.Майборода, Д.Ю.Джулій, І.В.Ткачук, В.М.Гейчук // Процеси механічної обробки в машинобудуванні. Збірник наук. праць.ЖДТУ, вип.11, 2011. - С.92-107.

УДК 621.914

Лагодич В.Д., студ.; Майданюк С.В., асистент

ЗУСИЛЛЯ РІЗАННЯ ДИСКОВИМИ ВІДРІЗНИМИ ФРЕЗАМИ З РІЗНОНАПРАВЛЕНИМИ ЗУБЦЯМИ

Дискові відрізні фрези є інструментом, який працює у найбільш складних, з точки зору динамічного стану в процесі відрізки заготовок, умовах. Процес відрізання дисковими фрезами супроводжується великою кількістю фізико-хімічних явищ. До них відносяться явища, пов'язані із пластичним деформуванням і руйнуванням металу в процесі зняття стружки, з тепловими явищами, електромагнітні, хімічні, динамічні й інші явища. Ці явища взаємозалежні між собою та впливають один на одного. Той або інший характер протікання явища залежить від змінних факторів, що визначають всю технологічну систему. Зміна одного з факторів будь-якої ланки технологічної системи приводить до зміни в більшій або меншій степені кожного з явищ, що супроводжують процес різання. В процесі різання дисковою фрезою виникають зовнішні періодичні збуджуючі сили внаслідок удару зубців в моменти початку і закінчення процесу різання кожного зубця.

Тому питання визначення зусиль різання є актуальним питанням при проектуванні інструмента.

Для проведення досліджень був обладнаний стенд на базі токарного верстату 1616. Кріплення заготовки виконувалось в різцетримачі динамометра моделі УДМ-600, який був встановлений на супорті верстату. Дискова фреза встановлювалась на оправку і жорстко кріпилась в шпинделі верстату. Динамометр УДМ-600 використовується в складі комп'ютерного комплексу вимірювань зусиль різання, розробленого на кафедрі інтегрованих технологій машинобудування.

В якості вхідних параметрів експерименту приймаються конструктивні геометричні параметри різальної частини зубців фрези і режими різання: передній кут, задній кут, кут нахилу передньої поверхні, кут нахилу задньої поверхні, частота обертання фрези та подача на оберт фрези. Вибір даних параметрів зумовлений конструкцією верстату і технологічними особливостями виготовлення фрез.

Випробування проводились у порівнянні з прямозубими фрезами, з рівномірним кроком зубців при відрізанні заготовок із круглого сортового прокату сталь 45 ГОСТ 1050-88. Для відрізання використовуються дискові відрізні фрези діаметром 160 мм, шириною 1,6 мм.

Діапазони значень геометричних параметрів вибраний на підставі рекомендацій довідкової літератури. Випробування проводились на рекомендованих для даних умов режимах. При виборі режимів різання враховується умова розміщення стружки в канавці зуба.

В результаті проведення досліджень було виявлено зниження зусиль різання, в порівнянні зі стандартними відрізними фрезами, а також встановлено наступне.

Частота обертання фрези не впливає на величину сили різання.

52

Вплив величини кута в плані на динаміку процесу відрізання - збільшення нахилу зубців, тобто зменшення кута в плані, зумовлює зменшення величини сили різання. Крім того підвищується плавність роботи фрези за рахунок поступової зміни навантаження на зуб при вході в заготовку і виході з неї.

Кут нахилу різальної кромки суттєво змінює динамічну складову процесу фрезерування. За рахунок плавного врізання і виходу інструменту та внесення незначної нерівномірності кроку зубців за шириною.

Найкращий ефект досягається при використанні в конструкції фрези різнонаправлених нахилених зубців. В цьому випадку спостерігається зменшення сили різання і підвищення плавності роботи фрези одночасно. Позитивні значення кута не сприяють зменшенню статичних складових сили різання. Це пов'язано із значним впливом для різнонаправлених похилих зубців величини кута на значення статичного переднього кута. УДК 621.914

Лагодич В.Д., студ.; Майданюк С.В., асистент

СТАТИЧНІ ГЕОМЕТРИЧНІ ПАРАМЕТРИ ВІДРІЗНИХ ФРЕЗ З РІЗНОНАПРАВЛЕНИМИ ЗУБЦЯМИ

Дискові відрізні фрези працюють в умовах скованого різання, пов'язаного зі складністю відведення стружки та тепла із зони різання. Найчастіше відрізні фрези виконуються з прямими зубцями, проте, з метою підвищення працездатності відрізних фрез, розробляються різні конструкції з розділенням стружки по ширині фрези. Практика також показує, що ряд переваг мають фрези з різнонаправленими зубцями.

Працездатність ріжучих інструментів в значній мірі залежить від геометричних параметрів різальної частини та їх зміни в процесі різання, а також вздовж різальної кромки.

Геометричні параметри різальної частини інструментів визначаються в інструментальній, статичній та кінематичній системах координат. В теоретичних розрахунках процесу різання відрізними фрезами використовуються статичні геометричні параметри у відповідності до визначень ДСТУ 2249-93.

Умови роботи різальної частини інструмента в процесі зняття стружки визначаються кінематичними геометричними параметрами. Для відрізних фрез значення подачі незрівнянно мале, в порівнянні з величиною швидкості різання, тому, з достатньою точністю, можна обмежитися визначенням статичних геометричних параметрів.

Для розробки рекомендацій з вибору конструктивних і геометричних параметрів, а також для визначення раціональної області використання відрізних фрез заданої конструкції необхідно знати залежності статичних геометричних параметрів різальних зубців від їх конструктивних параметрів.

Геометричні параметри різальної частини в досліджуваній точці різальної кромки задаються величинами кутів в інструментальній системі координат: передній кут i , задній кут i , кут нахилу різальної кромки i та головний кут в плані i .

На основі проведених досліджень встановлено, що - діаметр дискової відрізної фрези D майже не впливає на значення статичних

кутів різальної частини. У абсолютних вимірах його вплив коливається в межах 1°;

53

- вздовж різальної кромки при ширині фрези до 6 мм зміна статичних кутів не перевищує 0,6°, що не є суттєвим;

- інструментальний задній кут i найбільший вплив має на статичний кут у

плані c (у абсолютному вимірі це складає до 25°) та на статичний задній кут c (до

15°), статичний передній кут c та статичний кут нахилу різальної кромки c зазнають

менших змін, але також досить суттєвих (відповідно до 4° і до 6°); - інструментальний передній кут i ; меншою мірою впливає на статичні кути.

Найбільший вплив здійснюється на передній статичний кут c (до 19°), менший — на

статичний кут нахилу різальної кромки c (до 7°) і статичний кут у плані c (до 3°),

статичний задній кут c майже не змінюється;

- кут нахилу задньої поверхні суттєво впливає на всі статичні кути, хоча і у різній мірі. Найбільшого впливу зазнає статичний кут в плані c (до 60°), статичний

кут нахилу різальної кромки c та статичний задній кут c змінюються в межах до 15°,

меншою мірою зазнає змін передній статичний кут c (до 5°);

- кут нахилу передньої поверхні також суттєво впливає на всі статичні кути. Найбільшого впливу, знову ж таки, зазнає статичний кут в плані c (до 53°), а також

статичний кут нахилу різальної кромки c (до 40°), статичний задній кут c та

статичний передній кут c змінюються майже однаково (до 15°).

УДК 621.95.02

Лопасов Є.В., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл.

ПРОБЛЕМИ ГЛИБОКОГО СВЕРДЛІННЯ

До глибоких отворів зазвичай відносять отвори, глибина яких перевищує 5d. Проте вже при h> 3d у разі свердління отворів спіральними свердлами спостерігаються труднощі з підведенням мастильно-охолоджувальних рідин (МОР) в зону різання і видаленням стружки з отвору, що призводить до зниження стійкості інструменту. Тому на практиці застосування інструментів для свердління глибоких отворів зазвичай починається з глибин, більших 3d.

Основні труднощі при свердлінні глибоких отворів полягають: - в складних умовах підведення СОЖ в зону різання і відводу

стружки; - в відведенні осей отворів; - в похибці розміру і форми отворів в радіальному і поздовжньому

перетинах. Поліпшити умови відводу стружки з отворів при використанні спіральних

свердел можна за рахунок збільшення кута нахилу канавок ω до 40..60° і забезпечення надійного дроблення стружки. Інакше доводиться періодично виводити свердло з отвору для звільнення інструменту від стружки , що значно знижує продуктивність , хоча при цьому відведення осі отвору трохи зменшується. Кращі результати дає використання внутрішнього напірного підведення МОР в зону різання , яке забезпечує не тільки надійне відведення стружки з отвору , але і відведення тепла із зони різання , завдяки чому підвищується стійкість свердел

54

На практиці при свердлінні отворів глибиною до 20d на універсальному обладнанні часто використовують спіральні свердла подовженої серії або з нормальною довжиною ріжучої частини і довгим хвостовиком (рис.1, а), рівним глибині отвору.

Рис. 1. Спіральні свердла для глибокого свердління

а - чотирьохстрічкове з довгим хвостовиком; б - шнекове; в - з внутрішнім напірним охолодженням У цьому випадку для звільнення свердла від стружки в процесі свердління

застосовується автоматичне введення-виведення інструменту з отвору. З метою зменшення відведення осі отвору у таких свердел рекомендується

вишліфовувати на спинках чотири стрічки і збільшувати наскільки можливо діаметр серцевини (рис.1, а). Деякі фірми випускають такі свердла зі збільшеним об'ємом канавок і великим кутом їх нахилу до осі інструменту, що доходить до ω=40°.

Для поліпшення відведення стружки без виведення свердла з отвору були запропоновані шнекові свердла (рис.1, б) , які застосовуються найчастіше для свердління отворів глибиною до (30..40)d в деталях з чавуну. Вони мають великий кут нахилу гвинтових канавок ω=60°, збільшений діаметр серцевини do=(0,30..0,35)d . Поліровані канавки мають в осьовому перерізі прямолінійний трикутний профіль з робочою стороною , перпендикулярній до осі свердла. Оскільки кут ω у них дуже великий, то для формування робочого клина з нормальним кутом загострення необхідна підточка по передній поверхні під кутом γ=12..18°. Задній кут при площинній заточці α=12..15°. При цьому заточка свердла ускладнюється.

Для забезпечення надійного стружкодроблення без виведення свердел з отвору при одночасному підвищенні стійкості застосовують також спіральні швидкорізальні свердла з каналами для внутрішнього підведення МОР. Такі свердла виготовляються діаметром від 10мм до 30мм (рис.1, в). Їх недоліки - підвищена трудомісткість виготовлення, необхідність мати для підведення МОР спеціальні патрони та насосні станції, а також екрани від сходу стружки і бризок МОР.

На відведення осі отвору впливає кінематика руху заготовки і свердла: - заготовка обертається, а свердло робить рух подачі; - заготовка і свердло обертаються в протилежних напрямках;

55

- заготовка нерухома, обертається свердло. Найкращим є другий варіант, але до нього близький і перший.

Найгірші результати дає третя схема, яка застосовується у випадках свердління несиметричних заготовок з великою масою (наприклад, корпусні деталі).

Аналіз наведених кінематичних схем процесу глибокого свердління вказує на необхідність удосконалення конструкцій свердел глибокого свердління для оброблення корпусних деталей, де ці свердла набули найширшого використання, або навіть застосування розточних головок для виготовлення отворів, проте з обмеженою глибиною свердління. УДК 681.335 : 621.9

Майданюк С.В., асистент; Плівак О.А., асистент.

МОДУЛЬ СПРЯЖЕННЯ КОМПЛЕКСУ ДОСЛІДЖЕНЬ СИЛОВИХ ХАРАКТЕРИСТИК ПРИ РІЗАННІ

Представлено конструкцію модуля спряження комп'ютерного комплексу досліджень силових характеристик при різанні, який здійснює аналого-цифрове перетворення складових сили різання і має поліпшені технічні характеристики — швидкодію, точність, енергоспоживання, взаємну ізоляцію силової та інформаційної частин.

В процесі обробки матеріалів різанням між інструментом і оброблюваною деталлю виникає сила взаємодії, яку називають силою різання. Ця сила є результатом деформації матеріалу, що перетворюється на стружку, а також тертя між інструментом і оброблюваною деталлю. Сила різання є основним інтегрованим параметром, який характеризує процес різання, визначає навантаження в системі верстат-пристрій-інструмент-деталь, а також температуру в зоні різання, стійкість різального інструмента, точність обробки, продуктивність обробки та необхідну потужність обладнання.

Сила різання є одним із параметрів, який визначає геометричні параметри різальної частини різального інструмента. В більшості досліджень процесу різання при механічній обробці вимірювання сили різання є необхідною умовою. При цьому виникає проблема вибору технічних засобів вимірювання. Сучасний рівень наукових досліджень зобов'язує дослідників використовувати для визначення складових сили різання комп'ютеризовані інформаційно-вимірювальні системи різного призначення і конфігурації. У зв'язку з цим розробка таких систем є актуальною задачею.

При визначенні зусиль різання при різанні найбільшого поширення одержали методи безпосереднього виміру за допомогою сило вимірювальних датчиків - динамометрів.

Існує тензометричний силовимірювальний комплекс силових досліджень процесів різання ТА-5, який включає в себе чотирикомпонентний універсальний силовимірювальний датчик конструкції УДМ. Аналіз конструкції існуючого вимірювального комплексу показав, що сучасна база електронних компонентів дозволяє розробити блок спряження на якісно вищому рівні і з кращими технічними характеристиками, використовуючи існуючий чотирикомпонентний універсальний силовимірювальний датчик конструкції УДМ.

56

Тому було поставлено завдання модернізувати вимірювальний комплекс для дослідження силових характеристик процесу різання шляхом розробки конструкції з метою підвищення точності і швидкодії вимірювань.

Розроблено конструкцію комп'ютерного комплексу силових досліджень процесів різання, який включає в себе багатокомпонентний силовимірювальний датчик конструкції УДМ, ІВМ-сумісний комп'ютер і зовнішній блок спряження. Блок спряження побудовано за модульним принципом, містить чотири аналогічних канали та виконує наступні функції: живлення УДМ, підсилення і нормалізацію сигналів, які надходять від силовимірювального датчика; прийом і передачу даних вимірювань до ПК через аналого-цифровий перетворювач.

Дана система забезпечує збір даних по чотирьох каналах силовимірювального датчика одночасно. Цей комплекс можливо використовувати в лабораторних та науково-дослідних роботах для дослідження силових характеристик при різанні. УДК 621.9

Максименко М.В., студ., Глоба О.В., к.т.н., доц., ст н.с, Ковальова Л.І., к.т.н., доц.

КОНСТРУКЦІЯ КІЛЬЦЕВОГО СВЕРДЛА

Процес обробки композиційних матеріалів зовсім відрізняється від традиційних методів обробки металів. Більше того, обробка композиту одного типу зазвичай відрізняється від обробки композиту іншого типу. В результаті, фахівці, зайняті в обробці цих матеріалів, стикаються зі значними труднощами, і найчастіше потрібна переоцінка використовуваних інструментів і методів обробки, а в деяких випадках устаткування і пристосувань.

Відмінність процесу обробки композиційних матеріалів різанням полягає в тому, що ріжуча кромка не утворює стружку за рахунок зсуву, як це відбувається з більшістю металів, вона ламає композиційний матеріал, зазвичай зрізаючи матрицю і при цьому руйнуючи армуючі волокна. Основні принципи обробки композитів полягають у використанні інструменту з дуже гострою різальною кромкою і достатнім заднім кутом для забезпечення чистого зрізу і зниження тертя поверхні різця по поверхні заготовки. Важливо мінімізувати знос, так як зміна геометрії ріжучої кромки призводить до швидкого і надмірного тепловиділення, руйнування кромки і зниження якості поверхні деталей.

Найчастіше отвори у композиційних матеріалах створюються під болтове та заклепкове з’єднання. Вимоги до точності отворів для цих двох видів з’єднань відрізняються. Зокрема, в авіаційній промисловості вимоги до точності отворів під заклепки 3-6 квалітетів, а для болтового з’єднання 6-12 квалітетів.

Для вирішення поставлених вимог було прийнято рішення удосконалити конструкцію свердла яке представлено в літературі [2,3]. Даний інструмент був вибраний так як при обробці композитів досить важливим фактором є дія осьової сили і розташування її вектору на свердлі. Кільцеве свердло має перевагу це було визначено за експериментами [2], ще однією з переваг є те що ріжучі кромки свердла знаходяться на периферії інструменту, тому всі волокна оброблюваного матеріалу находяться в напружені напротязі усього процесу різання. На рис.1 представлена схема для розрахунку розшарування.

57

Рис.1 Схема для розрахунку

розшарування Рис. 2 Кільцеве свердло

На рис.2 представлений інструмент на якому виконано 3-ри стружко-відвідні гвинтові канавки, з переднім кутом за рекомендаціями [1]. На периферії свердла по спіралі виконана ленточка для забезпечення діаметрального розміру отвору, а також зменшення тертя. Основні різальні кромки розташовані на торці свердла їх 6, було розглянуто два варіанти коли зуби розташовані з нахилом в одну сторону та різними по висоті, зміщені по діаметру рис.2 та з різнонаправленим нахилом різальної кромки так звана «пила» рис.3. В першому випадку зуби на торці мають різну ширину то здійснюється ділення стружки по глибині різання, та подачі, при цій схемі розшарування показане на рис.1. Для другого випадку ділення стружки відбувається тільки по глибині. За рахунок направленості допоміжних зубів стружка виводиться на зовнішню сторону свердла, в подальшому захоплюється ленточкою і виводиться з зони різання по гвинтовій канавці.

Рис.4 Схема для розрахунку розшарування Рис. 3 Кільцеве свердло з різнонаправленими різальними

кромками Для того щоб виконати задню поверхню під зміним кутом, так як при вершині

нам потрібно більше тіла для кращого теплообміну, а далі достатній кут для зменшення тертя по задній поверхні. Було розглянуто різні варіанти заточки: заточку по двох похилих поверхнях, заточку по спіралі та по поверхні. Після моделювання всіх видів, а також зносу та переточки було прийнято рішення виконати задню поверхню по похилій площині, що дало можливість забезпечити змінний задній кут, та простоту виконання. Також було виконано розрахунок діаметрів та установчих параметрів шліфувальних кругів для виконання основних поверхонь свердла.

Так як при обробці потрібно прагнути до зменшення температури, то було зроблено піднурення по внутрішній стороні зубів для зменшення тертя.

58

В подальшому для більш чіткого визначення конструкційних та геометричних параметрів будуть проведені досліди по обробці різних видів вуглепластику. На основі результатів будуть зроблені висновки по застосуванню той чи іншої конструкції свердла.

Література: 1. Степанов А.А. Обробка різанням високоміцних композиційних матеріалів. – Л.: Машинобудування, 1987. – 178 с. 2. Глоба О.В, Кульбачний О.В. Тези доповідей загально університетської

науково-технічної конференції молодих вчених та студентів, присвяченої дню Науки секція „Машинобудування” частина підсекція “Інтегровані технології машинобудування” Київ, НТУУ „КПІ”, 2011, с.. 59-60

3. Глоба О.В, Кульбачний О.В. Надійність інструменту та оптимізація технологічних систем, сборник наукових прац, вип.№28. Краматорск. 2011 р., с. 97– 101

4. H. Hocheng, C.C. Tsao Journal of Materials Processing Technology 167 (2005) 251–264 УДК 004.942:621.95

Максименко М.В., студ., Ковальова Л.І., доц.

МЕТОДИ АВТОМАТИЗОВАНОГО ПРОЕКТУВАННЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПРОЦЕСІВ

Технологічний процес, як об'єкт проектування, можна представити у вигляді ієрархічної структури, розчленованої на декілька взаємозв'язаних рівнів, а саме операції, переходи, параметри переходів (бази, розміри, режими різання, верстати, пристосування, інструменти).

В результаті такої декомпозиції процес проектування технологічного процесу зводиться до вирішення завдань різного ступеня деталізації на взаємозв'язаних рівнях: від формування складу і структури маршруту обробки до розробки програм, що управляють, і розрахунку режимів різання для обробки окремих поверхонь.

Процес формування технологічного процесу в загальному випадку - сукупність процедур структурного і параметричного синтезу з подальшим аналізом проектних рішень.

Структурний синтез реалізується на рівнях формування операцій і переходів, а параметричний - на рівні вибору бази, визначення міжперехідних розмірів, розрахунку режимів різання.

Залежно від ступеня повноти реалізації синтезу (головним чином структурного) і аналізу можна виділити три основні методи автоматизованого проектування технологічного процесу: метод прямого проектування, метод аналізу (адресації, аналога), метод синтезу.

У реальній САПР технологічних процесів може бути реалізований один метод або будь-яка комбінація даних методів.

Метод прямого документування припускає, що підготовка проектного документа (технологічної карти) покладається на самого користувача, що вибирає типові вирішення різного рівня з бази даних в діалоговому режимі.

Заздалегідь створюється і заповнюється технологічна база даних, що включає інформацію про заготовки, що є на підприємстві, верстати, пристосування, інструменти.

59

База даних має структурований характер, тобто чітко розділена на розділи, підрозділи, сторінки, окремі поля (фрази). Користувачеві представляються меню на різних рівнях проектування для вибору заготовок, операцій, верстатів, пристосувань, переходів та інструментів. Вибрана користувачем з бази даних інформація автоматично заноситься в графи і рядки шаблону технологічної карти. Після цього в режимі редагування інформація при необхідності може редагуватися, а потім роздруковуватися у формі, передбаченій відповідним ГОСТ.

У основі методу аналізу лежать повні типові рішення. Даний метод виходить з того, що структура індивідуального технологічного процесу не створюється наново. Вона визначається відповідно до складу і структури одного з уніфікованих технологічних процесів, тобто відповідного типового або групового технологічного процесу. Це здійснюється шляхом аналізу необхідності кожної операції і переходу з подальшим уточненням всіх рішень на рівнях декомпозиції «зверху - вниз».

Цей метод в загальному випадку реалізує наступну схему проектування: введення опису креслення деталі – визначення конструктивне - технологічної коди деталі — пошук за кодом в базі даних прийнятного уніфікованого технологічного процесу - аналіз його структури - доопрацювання відповідно до опису креслення деталі - оформлення індивідуального технологічного процесу.

У основі методу синтезу лежать локальні типові рішення. Алгоритми побудови САПР на основі методу синтезу істотно відрізняються один від одного, оскільки процедури розробки технологічних процесів відносяться до розряду важкоформалізуємих.

Спрощена схема цього методу містить такі етапи: 1. Введення опису креслення деталі. 2. Синтез маршрутів обробки для всіх поверхонь деталі. 3. Синтез принципової схеми технологічного процесу. 4. Синтез маршруту обробки деталі. 5. Синтез складу і структури операцій технологічного процесу. 6. Доопрацювання технологічного процесу (розрахунок режимів різання, нормування). 7. Оформлення технологічної документації. УДК 621.9

Мельник А.В., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл.

СВЕРДЛА ДЛЯ ГЛИБОКОГО СВЕРДЛІННЯ

В усіх галузях машинобудування застосовуються деталі, які мають глибокі отвори. Найбільшими користувачами таких деталей є загальне та спеціальне машинобудування, авіабудування, нафтогазова промисловість, приладобудування, важке машинобудування.

Більшість деталей з глибокими отворами можуть виготовлятися без застосування глибокого свердління. Глибокі отвори отримують такими методами як лиття, гнуття, прокатка та волочіння, електроерозійна обробка. Такі методи дозволяють отримати отвори різної точності, чистоти обробки та мають великий діапазон довжини та діаметрів, крім того отримати отвори не тільки круглого поперечного перерізу.

Хоча наведені методи й мають досить багато переваг, глибоке свердління, особливо швидкісне, застосовується в тих випадках, коли воно забезпечує найбільшу

60

продуктивність або більшу точність та якість поверхні отвору в порівнянні з іншими методами.

При глибокому свердління розрізняють суцільне та кільцеве свердління (рис. 1).

а) б) Рис. 1. Види глибокого свердління: а - суцільне свердління; б - кільцеве свердління

При суцільному свердлінні весь матеріал в об’ємі майбутнього отвору перетворюється у стружку. При кільцевому свердління в стружку переводиться лише кільцева порожнина, а в центрі отвору залишається стержень, який в випадку наскрізного свердління може використовуватись як заготовка для інших деталей.

Досить широко використовується свердління отворів спіральними свердлами, але застосування такого інструмента ефективно при глибині свердління, рівній 3-5 діаметрам свердла. При обробці глибших отворів виникає ряд проблем, пов’язаних зі зниженням жорсткості свердла при збільшенні його довжини, відведенням стружки з зони різання, і т.д.

Чим більше глибина свердління, тим більше ускладнюється процес виводу стружки із отвору. Так як звичайні спіральні свердла не задовольняють вимоги відводу стружки, використовують свердла зі збільшеним кутом нахилу стружкової канавки - шнекові свердла. Такий метод свердління є більш досконалим, але існує можливість заклинювання стружки при її відводі, і жорсткість такого свердла є майже такою як і у спірального.

У випадках, де є така можливість, застосовують методи свердління із примусовим відводом стружки (зовнішнім чи внутрішнім). Це досягається використанням рідин чи повітря, які підводяться під тиском до зони різання.

У умовах одиничного та дрібносерійного виробництва для обробки глибоких отворів застосовують гарматні свердла, оскільки продуктивність обробки ними досить низька і пов’язана з періодичним виведенням свердла з отвору для видалення стружки та низькими подачами, які обмежені великою шириною зрізуваного шару і низькою поперечною жорсткістю. В рушничних свердлах проблема відводу стружки вирішується за рахунок внутрішнього підводу ЗОТС через порожнину стебла свердла, а проблема низької поперечної та крутильної жорсткості залишається.

В умовах серійного виробництва найбільшого застосування знайшли однокромкові та багатокромкові з розподілом зрізуваного шару свердла та головки, які мають товстостінне стебло кільцевого перерізу з зовнішнім підводом ЗОТС та внутрішнім відведенням ЗОТС та стружки через отвір в головці та стеблі. За рахунок високої жорсткості цього інструменту в порівнянні з іншими конструкціями свердел забезпечується висока продуктивність та відсутність псування поверхні отвору стружкою, що відводиться через внутрішній отвір в інструменті.

Таким чином, вибір методу отримання глибоких отворів залежить від вимог, які визначаються точністю розмірів та форми отвору, типом виробництва, продуктивністю, вартістю виготовлення та обладнання. Глибоке свердління є в деяких випадках є найбільш продуктивним та дозволяє отримати отвори заданої точності та якості. Основний недолік – достатньо висока вартість обладнання та інструменту.

61

УДК 623.451:519.6

Оконченко І.В., студ.; Охріменко О.А., к.т.н., доц.

ВИЗНАЧЕННЯ ПІДРІЗАННЯ ПРОФІЛЮ ГВИНТОВОЇ ПОВЕРХНІ УТВОРЕНОЮ ДИСКОВИМ ІНСТРУМЕНТОМ ПРЯМОЛІНІЙНОЇ ФОРМИ

В даний час багато свердел суцільної конструкції виготовляються на спеціалізованих верстатах з ЧПК, одним із таких для прикладу є верстат моделі Schutte 305. Особливістю виготовлення свердел на таких верстатах є те, що гвинтова канавка виготовляється дисковим інструментом прямолінійної форми - кругом плоскої форми ПП (ГОСТ 2424-83), 1А1 (ГОСТ 17123-79).

В роботах [1, 2] досліджено визначення форми канавки такого інструменту при її виготовленні кругами(інструментом) прямолінійної форми. Було встановлено, що форма стружкової гвинтової поверхні свердла при такому формоутворенні буде складатись з двох ділянок, які утворюється торцевою кромкою шліфувального круга і його циліндричною поверхнею при їх гвинтовому русі відносно осі свердла. Також було встановлено, що на профілі стружкової канавки свердел може виникати явище підрізання, а саме дві ділянки, які сформовані на профілі стружкової канавки немають плавного спряження. Тому виникає питання знаходження таких параметрів установки шліфувального круга при яких буде відсутнє, явище підрізання, що відповідає порушенню другої умови формоутворення.

Для вирішення цієї задачі необхідно вирішити задачу порушення другої умови формоутворення стружкової гвинтової канавки спіральних свердел дисковим інструментом прямолінійної форми. В роботі [2] запропонована наступна схема розташування дискового інструменту при формоутворенні гвинтової канавки свердла (рис.1а). При такій установці стружкова канавка утворюється периферійною частиною круга, при чому та частина канавки, яка лежить на різальній кромці утворюється точками круга, що знаходяться на торцевій його частині, а не робоча частина канавки «затилок» – утворюється циліндричною поверхнею круга при їх гвинтовому русі відносно осі свердла (рис.1б). Підрізання на профілю деталі виникає при наявності особливих точок на профілю – точок повернення.

Рис.1. Схема формоутворення: а) установочні параметри, б) профіль отриманої

поверхні.

62

Дана задача зводиться до визначення точок повернення на профілі, що формо- утворюються циліндричною частиною круга. Для цього необхідно використовуючи рівняння торцевого поверхні, яке утворюється при огинанні циліндричною поверхнею круга (14) [2] вирішити наступну систему рівнянь відносно параметру - u- параметр, що відповідає за положення точки вздовж осі шліфувального кругу. При чому робоча поверхня круга описується зміною цього параметру u[0, umax].

0);,,,(

0);,,,(

1021

1011

u

ZurfZ

u

YurfY

TRdTRd

TRdTRd

(1)

Де, YTRD1, ZTRD1 – координати точок торцевого перерізу отриманої гвинтової поверхні r0 – радіус серцевини свердла; β - кут розвороту шліфувального круга; δ- кут нахилу шліфувального круга – установочні параметри шліфувального круга.

З системи рівнянь необхідно визначити такі установочні параметри шліфувального круга при яких значення параметру u лежало за межами u[0,umax], що описують робочу ділянку шліфувального круга. Так як підрізання виникає в зоні де стикаються дві ділянки профілю, для якої із них u=0. Тому необхідно визначити граничні значення зміни установочних параметрів для яких точка повернення формувалась відповідною точкою поверхні круга з параметром u=0. Це буде обмеження у виборі установочних параметрів круга.

За допомогою системи автоматизації математичних розрахунків Matlab було розраховано граничні криві(обмеження) установочних параметрів шліфувального круга β та δ за залежностями (1) при яких буде відсутня точка на поверхні круга, яка буде формувати особливу точку на огинаючому профілі гвинтової поверхні свердла (рис.2) в залежності від діаметру круга. Робоча область в якій лежать значення установочних параметрів кругів знаходиться ліворуч від граничної кривої.

Рис.2. Граничні умови вибору установочних параметрів круга при формоутворенні

профілю стружкової канавки свердла D=10мм, d0=0.15D, а) ω=300, б) ω=350. Діаметр шліфувального круга 1-50мм, 2-75мм, 3-100мм, 4-125мм, 5-150мм.

Висновок: в роботі розглянуто визначення умов відсутності підрізання на профілю гвинтової поверхні утвореною дисковим інструментом прямолінійної форми. На прикладі свердла 10мм показані граничні умови для визначення установочних параметрів круга при яких буде виконуватись друга умова формоутворення при обробці таких свердел.

Список літератури: 1. Домнин П.В. Разработка процесса формообразования фасонных винтовых верхностей инструментов на основе применения стандартных концевых и торцевых фрез. Автореферат дисс. на соискание к.т.н. Москва, ФГБОУ ВПО МГТУ «СТАНКИН» 2012-26с. 2. Равська Н.С., Охріменко О.А., Плівак О.А. Особливості формоутворення гвинтової канавки спіральних свердел дисковим інструментом прямолінійної форми. Вісник Національного технічного університету України «КПІ» «Машинобудування». №64. 2012. Київ.С.136-145.

63

УДК 621.9

Оробченко А.П., аспірант; Равська Н.С., д.т.н., проф.

КОНЦЕПЦІЯ 3D МОДЕЛЮВАННЯ ПРОЦЕСУ РІЗАННЯ

Бурхливий розвиток інформаційних технологій, обчислювальної техніки в кінці ХХ ст, а також дослідження в галузі механіки твердого тіла, динаміки, теплофізики та інші дали можливість створити програмне забезпечення, математичний апарат якого здатен частково описати процеси та явища, що відбуваються під час різання. Одним із прикладів такого мат. апарату є метод кінцевих елементів (МКЕ).

Аналіз публікацій показав, що сучасні дослідження в області моделювання процесів різання можна класифікувати, хоча часто й умовно, за трьома напрямами:

1. Створення моделей і дослідження їхньої точності. Роботи цього напряму присвячені теоретичним аспектам створення моделей процесів різання, в основному скінченно-елементних;

2. Дослідження робочих процесів. Роботи цього напряму присвячені дослідженню конкретних робочих процесів різних видів обробки різанням за допомогою раніше розроблених і випробуваних моделей. Роботи цього напряму мають на меті виявлення на основі моделювання нових, раніше невідомих закономірностей робочих процесів;

3. Оптимізація робочих процесів. Роботи цього напряму мають на меті пошук оптимальних параметрів робочих процесів у заданих умовах.

Найбільша кількість робіт із наведеного списку присвячена вивченню питань визначення моделей матеріалу, моделей тертя та 3D моделювання робочих процесів, що свідчить про високу актуальність вирішення проблеми створення достовірних моделей матеріалів і тертя, які можуть бути застосовані у широкому діапазоні умов деформування, а також створення теоретичної бази для 3D моделювання робочих процесів різання з використанням МКЕ.

В основу реалізації методу скінченних елементів покладена нелінійна механіка напружено-деформованого тіла, що для розв’язання задач моделювання процесів різання, ґрунтується на ряді фундаментальних законів і рівнянь.

Серед вхідних даних для створення моделей матеріалу одними з найбільш важливих є дані про механічні властивості матеріалу, тобто про зв'язок між деформаціями та напруженнями при деформуванні тіла. Ці властивості описуються визначальним рівнянням та рівнянням стану. Визначальне рівняння (рівняння зміцнення) відображає властивості деформованого тіла чинити опір зміні форми. Як показали попередні дослідження, найкраще визначальне рівняння для моделювання процесу різання може бути подане у формі Джонсона – Кука. Рівняння стану характеризує здатність середовища, у тому числі деформованого тіла, чинити опір зміні об’єму.

Для опису процесу тертя в даний час використовують різні моделі. Однак, незважаючи на те, що з фізичної точки зору вона може бути застосована лише для умов зовнішнього тертя, найбільшого застосування для описування процесу тертя на поверхні контакту між стружкою й інструментом набула модель Амонтона. Ця модель базується на понятті середнього коефіцієнта тертя наповерхні контакту стружки з інструментом, який узагальнено характеризує процеси, що відбуваються у цій зоні. Простота математичної залежності, і відносно схожі з експериментом результати прогнозування інтегральних показників (наприклад, сили різання) забезпечили широке використання середнього коефіцієнта тертя як в аналітичних, так і в скінченно-елементних моделях процесу різання.

64

Маючи вище описані моделі матеріалів, модель тертя, яка враховує механічні процеси, що протікають в зоні стружкоутворення, можна переходити до моделювання процесу різання. Моделювання процесу різання на базі МКЕ, не залежно від обраного програмного забезпечення має ряд етапів, на кожному з яких вирішуються певні задачі.

На першому етапі створюються об'єкти моделювання, це CAD моделі інструменту та заготовки, обираються моделі їхніх матеріалів. Другий етап передбачає складання об'єктів у систему із заданням властивостей контактної взаємодії. На третьому етапі задають граничні і початкові умови, а також навантаження. 4 етап - задання типу задачі і часової області її розв’язання. Також додатково визначається порядок й обсяг збереження результатів розрахунку і визначаються параметри вирішувача.

В результаті вирішення задач на кожному з етапів створення 3D моделі процесу різання, на основі якої досліджується стан інструменту в процесі різання (як показала експериментальна перевірка), можливо прогнозувати працездатність різального інструменту. Зміна умов побудови 3D моделей процесу різання і дослідження їх впливу на стан інструменту в процесі роботи є основою для його удосконалення і розробки нових конструкцій.

Література: 1. Криворучко Д.В. Основи 3D моделювання процесів механічної обробки методом

скінченних елементів: навчальний посібник СумДУ, 2010. – 209с. 2. Мазур, Н. П. Разработка теоретических основ и практическое использование

термомеханической модели обработки пластических материалов: дис. доктора техн. наук: 05.03.01/ Н. П. Мазур.–К., 1999. –309 c.

3. Makarov, V. F. Research of Influence of Process of Plastic Formation of Burrs on Destruction of the Hard-Alloy Broaches / V. F. Makarov, N. E. Chigodaev, D. I. Tokarev // Proceeding softhe 10th CIRP International Workshop on Modeling of Machining Operations. – 2007. – C. 97– 102. УДК 621.914.22

Парненко В. С., асистент.

МЕТОДИКА РОЗРАХУНКУ КУТА ПОВОРОТУ ІНСТРУМЕНТУ ДРУГОГО ПОРЯДКУ ДЛЯ ОТРИМАННЯ ВИЗНАЧЕНОГО НАХИЛУ ЗУБІВ

ОБРОБЛЮВАНОГО ІНСТРУМЕНТА

Фрезерування є однією з найбільш поширених і найбільш трудомістких операцій при виготовленні ріжучих інструментів, таких як розгортки і фрези з нерівномірним кроком зубів. Найбільш прийнятним варіантом ріжучого інструменту для цих цілей стає не дуже складний у виготовленні, дешевий і відносно простий у використанні інструмент - дискова фасонна фреза з нерівномірним кроком зубів.

Рекомендована авторами наступна методика дозволяє залежно від радіуса інструменту і деяких інших параметрів установки легко розрахувати кути нахилу зубів оброблюваного інструменту. Дана методика дозволяє проводити розрахунок і на інструментах з нерівномірним кроком зубів. Відмінною особливістю буде те, що за радіус інструменту другого порядку приймається найбільший радіус по вершинах зубів.

На рисунку 1 показана схема установки інструмента щодо заготовки на верстаті.

65

Рис. 1. Схема установки інструменту і заготовки на верстаті.

Приймаємо кут між дотичною до кола в точці А та віссю X рівним . Тоді проекція швидкості Vз (мал.1) на вісь X буде рівнаVзcos().

Кут можна визначити з формули (1):

R)sin(

a 1)

де а - міжосьова відстань; RВП - радіус западини на заготівлі. З малюнка 2, на якому показані проекції швидкостей, видно, що tg��� буде

дорівнювати (2):

)cos(

р)(

3

V

™Vtg 2)

Рис. 2. Проекції швидкостей

Швидкість інструмента (3) Vфр виразимо через радіус Rфр і кутову швидкість інструменту��фр:

фрRфрфрV 3)

Швидкість інструмента (4) Vз виразимо через радіус RВП і кутову швидкість інструменту��з:

66

ВП33 RV 4)

Тоді формула для визначення tg��� приймає наступний вигляд (5):

)cos(

рр)(

‰•RЌ

™R™tg

5)

Для спрощення формули вводимо коефіцієнт k (6) :

ЌZ

™Z

Ќ

™k

рр

6)

де Zз - число зубів заготівки; Zфр - число зубів інструмента (фрези). Тоді кут нахилу буде дорівнювати (7):

)cos(

р)(

‰•R

™Rktg

7)

УДК 621.923

Партика С.В., магістрант; Ткачук І.В., аспірант; Майборода В.С., д.т.н., проф.

ДОСЛІДЖЕННЯ ВИКОРИСТАННЯ ВІДНОВЛЮВАНОГО СТЕРЖНЕВОГО ЕЛЕМЕНТУ СПЕЦІАЛЬНОЇ КОНСТРУКЦІЇ ПРИ МАГНТНО-АБРАЗИВНОМУ

ОБРОБЛЕННІ ДОВГОМІРНИХ ДЕТАЛЕЙ ВИГОТОВЛЕНИХ З НЕМАГНІТНИХ МАТЕРІАЛІВ

Під час магнітно-абразивного оброблення (МАО) довгомірних деталей типу кінцевий різальний інструмент активно протікає процес витіснення магнітно-абразивного інструменту (МАІ) за межі робочого зазору, в залежності від напрямку обертання оброблюваних деталей навколо осі кільцевої ванни. При таких умовах достатньо складно прогнозувати та контролювати процес оброблення. Для вирішення проблеми забезпечення рівномірного, контрольованого оброблення по висоті робочого зазору доцільно використовувати відновлювальний стрижневий елемент (ВСЕ) з немагнітного матеріалу, який дозволяє відновлюють щільність МАІ по висоті робочого зазору за рахунок примусового переміщення витісненого порошку в зону активного оброблення в міжполюсний простір робочого зазору.

Досліджувались модельні зразки з нержавіючої сталі Х18Н10Т з довжиною оброблювальної частини 70мм. Вихідна шорсткість до МАО Rа=0,65-0,75мкм. Оброблення виконували на верстаті з кільцевим розташуванням робочої щілини ширина 35мм, висота 30мм, швидкість обертання навколо осі кільцевої ванни — 3 м/с, магнітна індукція — 0,2Тл, час оброблення — 60с, магнітно-абразивний порошок — Феромап з розміром частинок 200/100мкм, в якості олійної ЗОМТС використовували Асфол. Під час оброблення використовувався протилежно встановлений відновлювальний елемент спеціальної конструкції з магнітними вставками різної довжини: 10мм, 20мм, 30мм і 45мм. Схема розташування зображено на рис.1. Шорсткість поверхні контролювали до та після МАО на профілограф-профілометрі Калібра 252. МАО виконували при різних кутах базування α – деталей та β – ВСЕ відносно площини кільцевої ванни.

67

Рис. 1. Схема розташування ВСЕ спеціальної конструкції при МАО Отримані результати по зміні відносної величини шорсткості поверхні після

МАО при різних умовах базування деталей та ВСЕ різної конструкції представлено на рис. 1. Після МАО в режимі «стікання» при α=650, β=500 (рис. 2а) активний процес оброблення виконується в нижній частині зазору та за його межами, в зоні куди витісняється основна маса порошку. Це пов’язано з тим що кут тертя в парі оброблювальна деталь - МАІ недостатній для забезпечення рівномірного оброблення по довжині деталі. При кутах базування α=650, β=400 в режимі «стікання» (рис. 2б) з використання магнітних вставок на ВСЕ знижується якість оброблювальних поверхонь в верхній частині зазору, це пов’язано з магнітною складовою формування МАІ. В попередніх дослідженнях [1, 2] встановлено оптимальні наближені кути тертя в парі оброблювальна деталь – МАІ, при яких відбувається інтенсивний процес МАО довгомірних деталей. На наступному етапі проведено дослідження зміни шорсткості поверхонь після МАО в режимах «стікання» та «натікання» при α=450, β=400 (рис. 2в та г) підтверджено, що при таких кутах базування відбувається найкраще оброблення по всій довжині зразків у межах робочої щілини. Використання немагнітного ВСЕ та ВСЕ з магнітною вставкою 20 мм в режимі «стікання» та «натікання» приводить до покращення шорсткості поверхні на 20%.

Висновок: В результаті проведення експериментальних досліджень встановлено що використання відновлюваного стержневого елементу в процесі МАО дає позитивні результати покращення шорсткості в межах магнітного зазору і може використовуватись для оброблення кінцевого інструменту. Використання ВСЕ спеціальної конструкції дозволяє забезпечувати максимальну інтенсивність МАО в заданій області робочого зазору, яка визначається величиною магнітної вставки та місцем її розташування.

а) б)

68

в) г) Рис. 2. Відносна шорсткість зразків після МАО: а) режим «стікання» α=650, β=500; б)

режим «стікання» α=650, β=400; в) режим «стікання» α=450, β=400; г) режим «натікання» α=450, β=400

Література: 1. Майборода В.С. Особенности формирования магнитно-абразивного инструмента

при магнитно-абразивной обработке длинномерных деталей в кольцевой рабочей зоне / В.С.Майборода, Д.Ю.Джулий, И.В.Ткачук // Наукові праці Донецького національного технічного університету. Серія: Машинобудування і машинознавство. – Донецьк: ДонНТУ, 2011. – №8(190) – С.49-56.

2. Майборода В.С. Формування магнітно-абразивного інструменту при магнітно-абразивному обробленні довгомірних деталей у кільцевій робочій зоні / В.С.Майборода, Д.Ю.Джулій, І.В.Ткачук, В.М.Гейчук // Процеси механічної обробки в машинобудуванні. Збірник наук. праць.ЖДТУ, вип.11, 2011. - С.92-107.

УДК 681.3

Петров О.Д. студ., Ковальова Л.І., доц.

ТВЕРДОТІЛЬНЕ ГЕОМЕТРИЧНЕ МОДЕЛЮВАННЯ РІЗАЛЬНОЇ ЧАСТИНИ КОНІЧНИХ РОЗГОРТОК

У роботі представлене геометричне моделювання робочої частини конічних розгорток за ГОСТ 10079 в Creo Parametric 2.0.

При створенні 3D моделей система використовує два принципи параметричного моделювання:

Геометрія моделі керується параметрами та розмірами (при зміні розміру уся пов’язана з ним геометрія автоматично поновлюється);

Батьківські відносини (при зміні батьківського елементу усі його потомки також змінюються у повній відповідності з їхніми взаємозв’язками, адекватно та передбачувано).

Аналіз конструкцій робочої частини конічних розгорток дозволив обрати такі параметри конструкцій: менший діаметр розгортки d, діаметр розгортки в основній площині D, більший діаметр розгортки D1, довжина робочої частини l, довжина розгортки до основної площини l1, число зубів розгортки z, ширина задньої поверхні зуба на меншому та більшому діаметрі відповідно fmin,, fmax, кут β стружкової канавки, радіус округлення стружкової канавки r. Для попередніх розгорток додатково задаються такі змінні: ширина зуба на меншому та більшому діаметрі відповідно f1min,,

69

f1max та параметри стружкорозподільних канавок – крок S, ширина b, глибина h, радіус заокруглення r1. Для чистових розгорток задається також величина заднього кута α.

Тривимірна твердотільна модель деталі точно відповідає конструкції та формі виробу, завдяки принципу поелементності моделювання - модель створюється як сукупність різноманітних конструктивних елементів, а саме отворів, фасок, заокруглень, елементів витягування, обертання, протягування, спряження та інших.

Конструктивні елементи параметричної моделі конічної розгортки створюються командами вкладки Модель:

- створення вихідної інструментальної поверхні розгортки у вигляді конуса довжиною l, меншим діаметром d, більшим діаметром D1 за допомогою команди Сопряжение – створення тіла шляхом просторового суміщення декількох ескізів розташованих паралельно один одному;

- моделювання прямої стружкової канавки розгортки. Профіль стружкової канавки попередньої розгортки визначається кутовим кроком, що залежить від числа зубів розгортки z, ширини задньої поверхні зуба на меншому та більшому діаметрі відповідно fmin,, fmax, ширини зуба на меншому та більшому діаметрі відповідно f1min,, f1max , кута β стружкової канавки, радіуса r округлення канавки. Величина переднього кута дорівнює 5º, заднього кута α - 6º. Профіль стружкової канавки чистової розгортки визначається кутовим кроком зубів, величиною заднього кута α, величиною кута β стружкової канавки, шириною задньої поверхні зуба на меншому та більшому діаметрі відповідно fmin, fmax. Стружкова канавка створюється за допомогою операції Сопряжение;

- моделювання робочих поверхонь зубів розгортки за допомогою операції Массив;

- моделювання стружкорозподільних канавок попередньої розгортки. Канавки створюються за допомогою команди Протягивание по спирали – створення тіла протягуванням ескізу перерізу вздовж траєкторії, в якості якої обирається конічна спіраль з кроком S, висотою l та лівим напрямком навивки. Переріз канавки має прямокутний профіль шириною b, глибиною h, радіусом заокруглення r1;

- створення варіантів моделі за допомогою Таблицы семейств вкладки Инструменты;

- тестування моделі. Перевірка коректності побудови моделі при довільних значеннях параметрів при введенні з таблиці виконань. УДК 621.9.07

Поперечний О.В. студ.; Солодкий В.І. к.т.н. доц.

КОНТАКТНЕ ПОЛЕ ЧЕРВ'ЯЧНОЇ ФРЕЗИ

В даний час переточування черв'ячних фрез здійснюється в той час, коли всі ріжучі кромки, за винятком їх невеликої частини ще здатні здійснювати різання. Це викликано нерівномірністю завантаження ріжучих кромок і відмінністю умов формоутворення на різних ділянках зуба інструменту.

Найбільш навантаженим є крайній зуб фрези, який першим вступає в процес формоутворення і зрізує най товщу стружку у той час, як решта зубів зрізує менш товсту стружку. Нерівномірність навантаження зубів фрези є основним чинником, що перешкоджає підвищенню режимів фрезерування.

70

Метою даної роботи є дослідження форми і розмірів контактного поля між інструментом і деталлю за різних умов формоутворення черв'ячними фрезами. Отримані результати дозволять побудувати об'ємну модель області контакту. Розглянута методика визначення розмірів контактного поля залежно від подачі для різних умов. Дослідження виконані стосовно обробки зубчатих эвольвентных коліс.

При зубофрезеровании центральна частина западини між зубами колеса зрізається вершиною зуба фрези. Решта частини профілю западини утворюється бічними ріжучими кромками, на які припадає менша частка матеріалу, що зрізується. Слід також враховувати, що зуби черв'ячної фрези завантажені нерівномірно уздовж її осі. Характер їх завантаження визначається характером і розмірами контактного поля.

Якщо розглядати фрезу як суцільний циліндр, що вдавлюється в інший циліндр (оброблюване колесо), то під контактним полем слід розуміти ділянку дотику зубів фрези з поверхнею оброблюваних западин зубів колеса.

Форма і розміри контактного поля (для однієї і тієї ж фрези) залежать від параметрів її установки і величини подачі. Торцева площина заготівки і вісь фрези утворюють деякий кут (кут установки фрези). У тому випадку, коли кут установки близький до нульового значення контактне поле наближається до еліпсоподібної форми. Проте із збільшенням кута установки, відбувається зміна форми контактної плями.

Циліндричне тіло фрези зовнішнього радіусу rф заглиблюється в циліндричну заготовку деталі радіусу rз на глибину хМ рівну глибині западини між зуб'ями нарізуваного колеса.

Для проведення досліджень приймаємо, що в результаті такого заглиюлення циліндр що належить фрезі не міняє свою форму і заглиблюється в заготовку тоді як циліндр що належить заготовці змінює свою форму. Поглибимо циліндр що належить фрезі радіусу rф в тіло циліндра заготовки радіусу rз на глибину хМ і дамо подачу s уздовж осі фрези. В результаті отримаємо контактне поле сполучення двох циліндрів.

Визначення даним способом плями контакту відноситься тільки до того випадку, коли заготовка і інструмент розглядаються як геометрично цілісні циліндри, тобто без аналізу реальної форми зуба фрези. У тойже час, в реальних умовах формоутворення полю контакту утворюється не тільки зовнішньою стороною зуба (його вершиною), але і його бічними сторонами. В цьому випадку реальна зона контакту є складним елементом гвинтової форми, з кроком рівним кроку зубів фрези. Кожен елемент утворений бічними сторонами зуба є складна об'ємна частина поля контакту.

При розрізі гвинтового елемента зони контакту сімейством площин що проходять через вісь фрези, можна дослідити характер об'ємної зміни зони контакту. У загальному випадку це криволінійний трикутник. Його форма залежить від подачі інструменту уздовж осі деталі і геометричних параметрів інструменту, а самк від модулю, кута нахилу зубів фрези і кута нахилу зуба зубчатого колеса.

Для здійснення аналізу зони контакту необхідно розглянути послідовно перетин шару, що зрізається, в площині передньої поверхні зуба інструменту. Сукупність перетинів утворених передньою поверхнею (площиною) і деталі з частково утворених зубом і буде об'ємною моделлю зони контакту.

Аналіз результатів теоретичного дослідження виявив, що для підвищення продуктивності фрезерування зубчатих коліс необхідно збільшити довжину контактного поля інструмент-деталь, що дозволить ввести в процес формоутворення найбільшу кількість активних зубів фрези.

71

Результати отримані в роботі дозволяють раціональніше використовувати сучасні черв'ячні фрези при формоутворенні зубчатих коліс. Форма і конфігурація зони контакту мають істотний вплив на характер завантаження інструменту.

Із збільшенням розмірів зони контакту завантаження ріжучих елементів розподіляється більш рівномірно і на велику площу. Це призводить до зниження завантаженості кожної конкретної ділянки інструменту. У тойже час, збільшення зони контакту дозволяє змати більш рівномірний знос всього інструменту в цілому.

Результати аналізу зони контакти залежно від напряму подачі (попутна або зустрічна) показали, що попутне фрезерування є більш доцільним, оскільки забезпечує велику область зони контакту, що сприяє рівномірному зносу зубів черв'ячного інструменту. В той же час застосування попутного способу формоутворення пов’язано з труднощами технологічного характеру так як вимагає вживання спеціального устаткування. УДК 621.9.07

Поперечний О.В. студ.; Солодкий В.І. к.т.н. доц.

ПРОБЛЕМИ ФОРМОУТВОРЕННЯ ЧЕРВЯЧНИМ ФРЕЗАМИ

Черв'ячні фрези можуть застосовуватися для нарізування прямозубих і косозубих коліс головним чином зовнішнього зачеплення. Значною перевагою черв'ячних фрез перед іншим інструментом що утворює зубчасті колеса є те, що одними і тими ж черв'ячними фрезами можна формоутворювати зубчаті колеса з будь-яким числом зубів. Окрім цього черв'ячні фрези дозволяють корегувати евольвентне зачеплення без застосування додаткового інструменту.

У загальному випадку черв'ячні фрези можуть бути достатньо різної конструкції та дозволяють утворювати зубчаті колеса різних класів точності. Точність виготовлення коліс впливає на конструктивні параметри фрези. Тому фрези виготовляють цільні, складені або збірні.

Складені черв'ячні фрези є перехідним варіантом між цілісними і збірними конструкціями. Фрези зварної конструкції мають обмежене застосування через достатньо складну технологію виготовлення і низької якості з'єднання зваркою деталей з матеріалів з різними коефіцієнтами лінійного розширення. Остання обставина викликає появу великої залишкової напруги в зварних швах. Як результат – зварні фрези мають велику деформації і не забезпечують необхідну точність виготовлення зубчатих коліс.

Фрези паяної конструкції також застосовуються рідко. В цьому випадку з'єднання ріжучих елементів з корпусом проводиться після загартовування зубів (рейок) за допомогою спеціальних припоїв, що мають температуру плавлення нижче температури початку структурних перетворень швидкорізальної сталі. Інколи пайку виконують безпосередньо в процесі термічного оброблення фрези. У такому випадку пайка в процесі термообробки здійснюється при нагріванні зібраної в єдине ціле фрези до температури гарту швидкорізальної сталі.

Достатньо перспективним методом виготовлення складових елементів є кріплення їх за допомогою термостійких клеїв. Такі фрези на 26...30 % більш трудомісткі у виготовленні, чим монолітні стандартні фрези, але забезпечують 50...70 % економії швидкорізальної сталі і можуть виготовлятися будь-яких класів точності по вимогах ДСТ 9324-80.

72

При використанні ріжучих інструментів з твердих сплавів, пластини закріплюють паянням або приклеюванням безпосередньо на зубах фрези або на проміжних елементах (рейках), що закріплюються в корпусі. За рахунок установки пластин з твердого сплаву забезпечують від'ємні передні кути до -30°. Така геометрія ріжучої частини фрез дозволяє обробляти заготовки коліс твердістю до 60 HRC і виключає операцію шліфування.

Корпуси збірної фрези мають подовжні пази, паралельні осі, в кількості, відповідній числу зубів фрези, в яких розміщуються і кріпляться ріжучі рейки. Ширину паза виконують рівній товщині зуба з граничними відхиленнями по квалітету точності 7 в системі отвору при закріпленні рейок в корпусі за допомогою конічних шайб і кріпильних гайок або більшої товщини зуба при закріпленні рейок с допомогою клинів. Точність розташування пазів визначається допустимими відхиленнями різниці окружних кроків опорних сторін. Ці відхилення регламентовані ДСТ 9324-80. Пази для установки затилованих зубів модулем до 4 мм мають паралельні сторони, а для зубів модулем понад 4 мм стінку паза, протилежну опорній, як і на зубі, виконують з піднутренням під кутом 5° для гарантованого підтиску рейок до опори паза.

Величина зовнішнього діаметру фрези залежить від ряду умов, що забезпечують необхідну точність і продуктивність обробки зубчатих коліс. Застосування фрез збільшеного діаметру забезпечує можливість підвищення точності обробки за рахунок зменшення органічних похибок профілювання. Одночасно становиться можливим збільшити кількість зубів розташованих по колу та жорсткішого кріплення фрези унаслідок великих розмірів посадочного отвору. Проте із збільшенням діаметру фрези збільшуються витрата інструментального матеріалу та величина крутного моменту. Одночасно збільшуються довжина і час врізування інструмента у заготовку, а отже і тривалість обробки. При виборі зовнішнього діаметру слід прагнути до того, щоб кут підйому витків зубів був менш 5°. Тому для прецизійних фрез, призначених для оброблення зубчатих коліс 5…7-й ступенів точності, зовнішній діаметр приймається більше, ніж для фрез нормальної точності.

При шліфуванні зуба за профілем шліфована частина повинна мати довжину не менше 1/3 окружного кроку або 2/3 довжини зуба по дузі зовнішнього діаметру фрези. Якщо довжина шліфованої частини зуба буде менша вказаної, то значно зменшується термін служби фрези. При виборі цієї величини необхідно підібрати такі розміри шліфувального круга щоб при затилування він не врізався в сусідній зуб фрези.

Зуби черв'ячних фрез традиційних конструкцій працюють в тяжких умовах, особливо їх вершинні ріжучі кромки на які припадає максимальне навантаження. Вершинні кромки зубів видаляють до 80% загального припуски і зрізують шар по замкнутому трапецеїдальному контуру. Як наслідок, спостерігається їх прискорене зношування, знижується точність і якість обробки. Для виключення цих недоліків в конструкціях чорнових і напівчистових черв'ячних фрез, переважно збірних конструкцій, використовуються різні схеми видалення припуску.

Зокрема, на зубах фрези можуть виконуватися стружкоподільні елементи у вигляді фасок з різними кутами нахилу. В цьому випадку просторові стружки складної форми розділяються на елементарні ділянки; зменшується кількість профілюючих зрізів при формоутворенні активної ділянки профілю зуба колеса.

Іншим варіантом модифікації схеми видалення припуску може бути схема при якій на зуб'ях також виконані стружкороздільні елементи у вигляді фасок, що чергуються поперемінно, з різними кутами нахилу. Так на першому зубці виконують фаску з кутом нахилу більше кута основного профілю на 10...15°, а на наступних за ними зубах навпаки, з більшим кутом попередніх фасок на 30...35°. Таке розташування

73

фасок дозволяє вирівнювати довжини периферійних ріжучих кромок, паралельних осі фрези, на всіх її зубах.

Можливе застосування Г-подібної схеми видалення припуску. Ріжучі елементи в цьому випадку виконані у вигляді рейок з вершинними ріжучими кромками і різними по величині (в межах 2...3°) бічними задніми кутами. Непарні рейки закріплені як за кресленнями, у той час як парні — зміщені в осьовому напрямі. У результаті утворюються елементи з однією лівою і однією правою бічними ріжучими кромками. Більший задній кут знаходиться на вихідній стороні профілю. Товщина зубів рейок на ділильному діаметрі менше товщини зубів основної рейки. Необхідною умовою працездатності такого інструменту є можливість регулювання положення рейок вздовж осі для забезпечення номінальної товщини зубів. УДК 621.9.07

Поперечний О.В. студ.; Герасимчук О.М. к.т.н. доц.

ЗАГАЛЬНІ ПИТАННЯ КОНСТРУЮВАННЯ ЧЕРВ'ЯЧНИХ ФРЕЗ

Черв'ячна фреза є відповідним чином спрофільований черв'як з ріжучими елементами, що мають передній і задній кути. Цей черв'як називають основним черв'яком, адже фреза як інструмент утворюється саме внаслідок формування на базовому черв'яку зубів з відповідною геометрією.

Передній кут це кут між передньою поверхнею зуба (площиною яка є дотичною до передньої поверхні) н радіальною площиною фрези, то б то площиною яка проходить через вісь фрези та дослідну точку різальної кромки. Для чистових фрез передній кут приймають рівним нулю. Це обумовлено необхідністю забезпечення незмінності форми профілюючих ділянок різальних кромок після їх переточування в процесі експлуатації.

Розрізняють задній кут при вершині зубу фрези (кут на зовнішніх кромках) та задній кут на бічних сторонах зубу. Задній кут на зовнішніх кромок, це кут між задньою поверхнею зуба і площиною, дотичною до зовнішнього циліндра. У загальному випадку він рівний 10…12°. Задні бічні кути (у бічних ріжучих кромок) складають 3…4°. Задні кути черв'ячних фрез утворюються затилуванням на затилувальних верстатах. Саме завдяки затилуванню різальні кромки зубу фрези мають постійну форму після переточування.

Черв'ячні фрези класифікують по роду обробки, кількості заходів, напряму витків і по конструкції. По роду обробки розрізняють чорнові, чистові і прецизійні фрези. Чорнові фрези призначені для попереднього нарізування зубів зубчатого колеса. Вони можуть бути виготовлені з меншою точністю, чим чистові, і мати передній кут рівний 5…7°. Форма різальних кромок цих фрез змінюється після переточування, але це допустимо, адже відхилення чорнового оброблення будуть усунені при подальшому фінішному оброблення. Ширина зубів цих фрез зазвичай менше, ніж у чистових, на величину припуску під чистове нарізування.

Чистові фрези, призначені для чистової обробки зубів, стандартизовані. Їх розміри вказані в ГОСТ 9324—80Е. Прецизійні фрези, призначені для нарізування зубів коліс особливо точних передач, наприклад турбінних, виконують зазвичай із збільшеним діаметром.

По числу заходів розрізняють однозаходні і багатозаходні фрези. Останні мають збільшений кут підйому витка і, отже, дають велику похибку профілю нарізуваних зубів. Їх застосовують для чорнового нарізування перед подальшою чистовою

74

обробкою або обробкою зубів з метою зменшення загального машинного часу зубообработки. Останнім часом для чистового оброблення застосовують багатозаходні чистові черв'ячні фрези із збільшеним діаметром.

Окрім перерахованих, знаходять застосування спеціальні чорнові фрези високої продуктивності із зміненою схемою різання. Від звичайних фрез вони відрізняються тим що їх зуби роблять різної висоти або товщини з метою забезпечення збільшених подач унаслідок більш рівномірного завантаження зубів

При чорновому нарізуванні колеса черв'ячними фрезами найбільше навантаження припадає на зовнішні (периферійні) ріжучі кромки зубів, що зрізують основну частину припуску. Ці кромки по довжині фрези завантажені нерівномірно по товщині і довжині стружки, що зрізується. Тому величина подачі для всього інструмента визначається по найбільш навантаженому елементу зубу фрези в процесі різання. Подачу можна значно збільшити, якщо більш рівномірно навантажувати зуби фрези. З цією метою зрізують частину зуба по висоті на зовнішній частині фрези, що здійснюється на верстаті за шаблоном. Ці фрези є фрезами певної (постійної) установки, тобто їх точно встановлюють в осьовому напрямі відносно деталі, для чого на одному зубі фрези наносять риску, яка повинна співпадати з міжосьовим перпендикуляром. При іншій установці, а також при нарізуванні коригованою фрезою коліс з числом зубів, що значно відрізняється від розрахункового, вона може бути використана як звичайна чорнова фреза.

Ефективним є розділення стружки в місці сполучення вершинної н бічний ріжучих кромок. Фрези виконують із зубами різної висоти н товщини або тільки різної висоти. Вони відомі як фрези з прогресивною схемою різання. Перепад між ріжучими кромками дорівнює найбільшій товщині стружки (0,05—0,3 мм), що зрізується вершиною або бічною кромкою або перевищувати її не більше ніж на 0,1 мм. Застосування таких фрез із зміненою схемою різання доцільно для серійного виготовлення коліс з модулем 2…26 мм на жорстких верстатах. При цьому подача може бути збільшена в 1,5…2 рази в порівнянні з подачами, нормальними фрезами, що допускаються.

При нарізуванні зубчатих коліс з подальшим шевінгуванням і шліфуванням зубів бажано отримати на западині невелике поглиблення для виходу шевера або круга. Для отримання такого заглиблення на деталі застосовують черв'ячну фрезу з модифікованим профілем. Модифікація полягає зазвичай в тому, що зуб фрези виконують з потовщенням у вершини. Цю ділянку має зменшений кут профілю. Решта параметрів фрези такі ж, як і у звичайних фрез. У ряді випадків для нарізування коліс з невеликим числом зубів модифікований профіль має частину зубів фрези (5…7 зубів) в середній частині витка. У таких випадках потрібна постійна установка фрези в осьовому напрямі.

Таким чином, можливо стверджувати, що черв'ячні фрези є одним з найбільш продуктивних інструментів для формоутворення зубчатих коліс. Вони дозволяють виконувати корегування профілю зуба колеса у достатньо широкому інтервалі маючи одну і ту ж саму фрезу.

75

УДК 621.762:691:921

Потапов Д.М. студ., Мініцька Н.В. к.т.н., доцент

МЕТОДИ ПОВЕРХНЕВОГО ФІНІШНОГО ОБРОБЛЕННЯ

Підвищення працездатності різального інструменту в значній мірі визначається формуванням необхідних властивостей його робочих поверхонь, в особливості на заключних етапах виготовлення і пов'язано, перш за все, зі зміною властивостей як поверхневого шару готових виробів, так і безпосередньо стану поверхні, в особливості її мікрогеометрії. До методів фінішного механічного оброблення можна віднести, такі як алмазне шліфування і полірування, методи вібраційного, дрібструменного і гідро-абразивного та магнітно-абразивного оброблень. Усі вище зазначені методи поверхневого зміцнення різального інструменту спрямовані на підвищення експлуатаційних властивостей, але вони мають як свої переваги, так і недоліки.

Метою даного огляду є аналіз сучасних методів фінішного поверхневого оброблення різального інструменту та визначення найбільш ефективних, з точки зору забезпечення високих експлуатаційних вимог, що висуваються промисловістю до сучасного різального інструменту.

При механічному фінішному обробленні, яке виконується з метою підвищення працездатності і зміцнення поверхні інструменту виявляються наступні ефекти: змінюється структура поверхневого шару; збільшується «запасена енергія» поверхневого шару; зменшується шорсткість поверхні, згладжуються і «заліковуються» концентратори напружень поверхневого шару інструментального матеріалу. Крім того важливим фактором є формування низької шорсткості поверхні робочих елементів багатогранних непереточуваних твердосплавних пластин (БНТП), згладженого мікрорельєфу, вільного від концентраторів напружень, викришувань, виривів, тощо.

При алмазному шліфуванні і поліруванні твердосплавного різального інструменту завдяки специфічним властивостям алмазу в поверхневому шарі твердих сплавів, при дотриманні необхідних умов оброблення, як правило виникають залишкові стискаючі напруження, які є бажаними для поверхні твердосплавного інструменту. Величина зазначених напружень залежить від умов оброблення і може досягати 2500-3000 МПа, глибина залягання складає 7-15 мкм. Недотримання умов оброблення, або використання засаленого алмазного кругу призводить до збільшення локальних температур в зоні різання, що є причиною формування позитивних розтинаючих напружень до 1000-1500 МПа. При цьому на поверхні зразків твердого сплаву можуть виникати мікротріщини, які є наслідком підвищених позитивних залишкових напружень.

Загальний недолік алмазного абразивного оброблення різального інструменту – крапельний, або лінійчатий контакт алмазного інструменту з оброблюваною поверхнею, через що виникає складність оброблення поверхонь складного профілю, якими є наприклад передня поверхня БНТП з спеціальними стружколамними канавками, особливим профілем різального леза, що потребує застосування спеціального інструменту. У зазначених зонах алмазне оброблення або дуже ускладнене, або практично неможливе. Вирішення цієї проблеми досягається за рахунок використання віброабразивного, або дрібструминного і гідроабразивного оброблень. Відзначимо, що вказані методи дозволяють забезпечити пластичне деформування поверхневого шару, отримати в поверхневому шарі більш сприятливу, з точки зору міцності сплавів, епюру залишкових напружень.

При віброабразивному обробленні глибина залягання негативних залишкових напружень складає 200 мкм і більше, а їх величина складає 2000 – 3000 МПа аналогічно

76

алмазному обробленні. Досяжна шорсткість поверхні складає Ra 0,5-0,8. При чому вважається, що зменшення шорсткості поверхні інструменту з твердого сплаву після вібро- і струминних методів оброблення не відіграє значної ролі у підвищені працездатності.

Недоліком дрібструминного та гідродрібструминного методів є низька ефективність оброблення деталей, які мають складну поверхню. Це обумовлено тим, що струмінь не забезпечує рівнобічних умов зіткнення абразивних часток з різними ділянками оброблюваної поверхні. Для запобігання цих недоліків, при обробленні складнопрофільних деталей, необхідно застосовувати декілька струменів, що ускладнює технологічну схему оброблення.

Головний недолік зазначених методів оброблення пов’язаний з практично слабо контрольованим процесом зміни геометрії робочих елементів різального інструменту, в особливості радіусів різальних кромок, а також наявність на лезах сколювань і викрашування в результаті чисельних мікроударів вібротіл, дробі, абразивних частинок об поверхню різального інструменту. У зв’язку з тим широке застосування ці методи отримали переважно для твердосплавного бурового, породоруйнуючого інструменту, коли необхідне отримання максимального зміцнення поверхневого шару окремих робочих елементів інструменту, тому широкого застосування при обробленні БНТП ці методи не отримали.

В останні роки широке застосування в якості методів фінішного оброблення, яка забезпечує як полірування поверхні так і поверхневе зміцнення набуло магнітно-абразивне оброблення (МАО), яке робить можливим оброблення складнопрофільних деталей з високою ефективністю і продуктивністю: досягненням заданої шорсткості, збереженням основних геометричних розмірів деталей і в деяких випадках їх корегування.

Переваги застосування цього методу полягають в низькій теплонапруженості процесу МАО, навіть у локальних зонах миттєва температура процесу не перевищує 300 – 400 0С. Метод дозволяє виконувати оброблення в умовах, коли магнітно-абразивний інструмент нівелює відносно оброблюваної поверхні і при певних умовах може забезпечувати рівномірне поверхневе оброблення, яке може забезпечити як рівномірне отримання низької шорсткості поверхні так і зміцнення поверхневого шару деталей.

Вважаючи на переваги і недоліки традиційних методів фінішного оброблення БНТП, а також їх різноманітну просторову форму і широку номенклатуру застосовуємих пластин доцільним є проведення на заключних стадіях виготовлення методів об’ємного магнітно-абразивного оброблення. УДК 621.9.07

Ревенко А.І. студ., Солодкий В.І. к.т.н. доц.

ОСОБЛИВОСТІ ЗАСТОВУВАННЯ ШПОНКОВИХ ФРЕЗ

Шпонкові фрези мають розміри, відповідні розмірам паза під шпонку. Фрези, які утворюють пази для призматичних шпонок, є різновидом кінцевих стандартних фрез. Вони повинні мати можливість заглиблюватися в деталь при осьовому русі подачі, висвердлюючи отвір, а потім рухатися уздовж паза. В ході осьового переміщення основну роботу виконують різальні кромки шпонкової фрези які розташовані на торцевій частині інструменту. Для цього одна з них доходить до осі фрези і працює як кромка свердла з кутом при вершині рівним 90°. Фрези, які утворюють шпонкові пази

77

для сегментних шпонок, є різновидом дискових фрез з циліндровим хвостовиком. Їх діаметр і ширина повинні точно відповідати розмірам шпонки.

Слід зазначити, що вперше фрези як інструмент з'явилися у XVI віці. Вони мали сферичну форму з нанесеними на ній зубами і на вигляд нагадували суницю, звідки і відбулася само назва інструменту, оскільки французьке слово fraise означає суниця. Конструктивно шпонкова фреза є тіло обертання, на робочих поверхнях якого розташовані ріжучі зуби (леза). Робочих поверхонь дві – бічна циліндрова і торцева плоска.

В даний час фрези застосовуються надзвичайно широко і для самих різних видів оброблення. Ними проводиться чорнове і чистове оброблення площин, прорізка пазів і шпонкових канавок, розрізання металу і неметалічних матеріалів, фрезерування зубів зубчатих, шліцьових і інших тому подібних з'єднанні, обробка всіляких як внутрішніх, так і зовнішніх поверхонь з прямими і криволінійними твірними.

Циліндричні і шпонкові фрези малих діаметрів (звичайний до 5 мм) виготовляють з хвостовиками (кінцевими). Кінцеві фрези служать для обробки взаємно-перпендикулярних площин, уступів, пазів і різних контурів по розмітці і по копиру. Для обробки глибоких пазів в сталевих н чавунних відливаннях застосовуються кінцеві фрези діаметрами до 100 мм і завдовжки 200 мм і вище. Зуби на циліндричній частині кінцевих циліндричних фрез по своїй конструкції загалом аналогічні зубам циліндрових фрез, а зуби на частині торця — зуб'ям торцевих фрез.

Державними стандартами передбачені кінцеві шпонкові фрези виготовлені з інструментальних сталей або оснащені твердим сплавом.

Стандартні кінцеві шпонкові фрези випускаються з циліндричним і конічним хвостовиками, що мають ріжучі кромки на бокових циліндричних і торцевих поверхнях. Стандартні шпонкові фрези з швидкорізальної сталі діаметром 2…20 мм випускають з циліндричним хвостовиком при довжині робочої частини 4...32 мм, а діаметром 16…40 мм з конічним хвостовиком — при довжині робочої частини 25...63 мм. Як правило, вони мають тільки два ріжучі зуби.

Шпонкові фрези, спеціально призначені для фрезерування точних пазів, відрізняються від кінцевих циліндричних фрез масивними зубами на торці інструменту. Майже вся робота по утворенню паза покладається на торцеві зуби. Форма бічних зубів шпонкової фрези практично не відрізняється від зубів стандартної циліндричної фрези. У той же час, торцева частина шпонкової фрези, на відміну від стандартної кінцевої, не має центрового отвору. Це дозволяє виконати ріжучі елементи на торцевій поверхні інструменту. Завдяки наявності зубів на торцевій поверхні шпонкова фреза може заглиблюватися в матеріал оброблюваної деталі подібно до свердла. Величина осьового поглиблення фрези шпони складає 1,5…2 мм за один раз.

Останнім часом з'явилися шпонкові фрези оснащені багатогранними пластинками виконаними з твердого сплаву. Конструкція таких фрез зазвичай є дві пластинки закріплені на торці циліндричної оправки. Найбільш поширеними є пластини у вигляді трикутника. Вони забезпечують необхідну геометрію інструменту і одночасно дозволяють обробляти шпонкові пази стандартних розмірів.

Фрезерування паза шпонковою фрезою відбувається в декілька проходів. Фреза робить прохід в один бік, потім в зворотну і так до тих пір, поки не буде утворений паз необхідної глибини. В цілях зміцнення зубів і збільшення місця для стружки у шпонкових фрезах робиться тільки два зуби.

78

УДК 623.451: 519.6

Рощепкін О.А., студ.; Вовк В.В. к.т.н., ст.вик..

РОЗРОБКА ПІДСИСТЕМ САПР СПІРАЛЬНИХ СВЕРДЕЛ

Проектування різальних інструментів є складною задачею, в процесі вирішення якої слід враховувати велику кількість різноманітних задач та проблем. Тому для реалізації основної ідеї, на базі створеної САПР спіральних свердел, було прийнято рішення про розроблення окремих підсистем, що мають нести в собі цільові дії, які спрямованні на забезпечення працездатності спроектованого інструменту, на підвищення рівня автоматизації та покращення конструкції в цілому.

Основні ідеї: o Використання методів логічного аналізу самого виробу та логічного

синтезу проектного рішення і технологій виготовлення. o Застосування системного підходу; o Вживання методів аналітичного опису інструментального оснащення та

його взаємодії із заготовкою в процесі оброблення; У рамках системного підходу для вирішення поставлених задач розробляються

такі підсистеми: Синтезу геометрії спіральних свердел; Аналізу та контролю конструктивних і геометричних параметрів; Розрахунку дійсних геометричних параметрів спіральних свердел.

Підсистема синтезу геометрії спіральних свердел відповідає за створення оптимальних значень з використанням вхідних даних. Для цього будуть використані нові підходи визначення геометричних параметрів різальної частини спіральних свердел, а саме: в статичній та кінематичній системі координат, що відтворюють реальні значення геометричних параметрів в процесі різання таким інструментом. Для користувача буде запропоновано та обґрунтовано на вибір декілька варіантів тих чи інших наборів геометричних параметрів, що будуть обиратися за алгоритмом із використанням взаємодії програми з базами даних, які створенні на основі сучасних теоретичних та практичних досліджень і стандартів.

Даний алгоритм буде включати в себе, окрім аналізу та контролю геометричних параметрів, також аналіз і контроль конструктивних параметрів, що в сумі дадуть перевіряючу підсистему.

Після того як програма виконає підсистему, яка забезпечує розрахунок дійсних геометричних параметрів, з метою стандартизації отриманого результату, користувачу на вибір буде запропоновано обрати дійсно існуючу стандартну модель або нестандартну модель із заданими характеристиками.

За допомогою запропонованих підпорядкованих підсистем у створеній програмі буде збільшено функціонал, що орієнтує на кінцевий результат та передбачає створення електронного класифікатора спіральних свердел. Цей класифікатор дозволить за обраними критеріями підібрати і спроектувати необхідну конструкцію свердла, яка буде забезпечувати необхідну якість оброблюваної поверхні та продуктивність оброблення для заданих умов обробки.

Створене програмне забезпечення наразі дозволяє автоматизувати процес проектування інструменту з мінімальною участю користувача в цьому процесі і отримати тривимірну модель інструменту. В подальшому, за допомогою запропонованих підсистем, можна буде вдосконалити та використати цю модель, як

79

для виготовлення інструмента на верстатах з ЧПК, так і в якості електронного еталону при контролі після виготовлення. УДК 623.451: 519.6

Рощепкін О.А., студ.; Вовк В.В. к.т.н., ст.вик..

СТВОРЕННЯ САПР РІ В СУЧАСНИХ УМОВАХ

Розробка САПР РІ на основі інформаційної технології наразі є провідним напрямком розвитку сучасної наукової діяльності. Такі проекти в комплексі розглядають проектування, аналіз та вибір доцільного варіанту реалізації інструменту, створення аналітичних еталонів для контролю і на цій основі прогнозування стійкості, надійності інструменту, його якості та підвищення продуктивності всієї технологічної системи механічної обробки.

Багатоцільовість створення будь-якого САПР РІ має на меті досягти значний соціальний та економічний ефект не тільки за рахунок збільшення працездатності інструменту та інших параметрів технологічної системи, але й за рахунок комерціалізації оригінальних програмних продуктів, створення яких передбачається роботою. Альтернативою метою може стати задача підвищення ефективності виробництва на основі автоматизації всіх етапів проектування інструменту, суттєвого поглиблення рівня інтеграції всіх етапів проектування, що може бути отримане за рахунок створення нової системи автоматизованого проектування.

До складу САПР в сучасних умовах повинні бути включені підпрограми, інтеграція яких з існуючими універсальними CAD-системами повинна бути реалізована через універсальні формати або текстові файли з відкритою інформацією.

Розроблене програмне забезпечення повинно бути придатним для застосування на засобах обчислювальної техніки рівня „ПЕОМ з високими технічними характеристиками”.

З економічної точки зору та з точки зору наближення до стандартів України для реалізації поставленої задачі обрана система розробки додатків КОМПАС- МАСТЕР. До складу цієї системи входять 2D API і 3D API. Для реалізації тривимірної моделі використовують 3D API, що забезпечує доступ до системи КОМПАС для створення і редагування тривимірних моделей. До його складу входять наступні варіанти реалізації:

1. Стандартні COM-об'єкти. 2. Технологія Automation. Використання COM-інтерфейсів дозволяє отримати максимальну

продуктивність системи. У той час, як технологія Automation реалізована в API системи КОМПАС через інтерфейси IDispatch. З використанням інтерфейсів такого типу можна отримати доступ до системи як для роботи з графічними документами, так і з тривимірними моделями. При цьому може бути реалізований весь функціонал систем КОМПАС-ГРАФІК і КОМПАС-3D.

Обсяг довідкової системи КОМПАС-МАСТЕР дає шанс надати перевагу мові програмування проекту розробнику.

При розробці САПР на базі таких технологій має місце два шляхи розвитку програми:

1. Створення прикладних бібліотек 3D моделей інструменту, а потім редагуючи параметри цієї моделі отримати кінцевий результат.

80

2. Редагування параметрів інструменту перед побудовою 3D моделі та отримання одразу кінцевого результату.

Другий варіант є більш прийнятніший внаслідок меншого навантаження ресурсів робочої станції та підвищення швидкодії системи в цілому.

Таким чином у наш час розробки прикладних САПР систем на основі CAD є прогресивним шляхом розвитку наукової течії. Тому для забезпечення максимальної конкурентоспроможності при розробці САПР РІ, автором повинно братись до уваги багатофакторність різноманітних впливів на кінцевий результат та їх задоволення. На стадії обговорення проекту має проводитись сумлінна робота з вияву якомога більше впливових змінних для прогнозування та уникнення складнощів в процесі алгоритмізації проекту та забезпечення успішної комерціалізації роботи. УДК 621.914

Сенченко Н.В., студ.; Герасимчук О.М., к.т.н., доц.

НАДІЙНЕ ЗАКРІПЛЕННЯ ПЛАСТИН З ТВЕРДОГО СПЛАВУ В ТОРЦЕВІЙ ЗБІРНІЙ ФРЕЗІ

Найчастіше для закріплення пластин з твердого сплаву в торцевій збірній фрезі використовуються призматичні державки.

Кріплення державки в інструменті здійснюється за допомогою болтового з’єднання. Такий спосіб виправдовує себе в більшості випадків і забезпечує достатній опір зусиллям різання. Проте збільшення швидкості різання, підвищення продуктивності обробки і стійкості інструменту безпосередньо залежать від ступеня надійності системи закріплення ріжучої пластини, а також здатності зберігати в процесі обробки її положення під дією різноспрямованих зусиль різання.

Збалансованість інструменту є обов'язковою умовою для обробки, так як навіть незначна величина биття може негативно вплинути на характер процесу різання. Існує певна залежність між биттям фрези та її стійкістю. Якщо пластини фрези навантажені в процесі обробки по-різному , то і їх знос буде протікати нерівномірно , що призведе до прискореного зниження стійкості інструменту в цілому. Нерівномірне биття на пластинах призводить до утворення стружки різної товщини. А це означає незадовільні умови різання , підвищене тертя , меншу стійкість інструменту і гіршу якість поверхні.

Для таких операцій , як фрезерування, сили різання сильно залежать від траєкторії руху інструменту і спрямовані таким чином , що вони прагнуть "зрушити" пластину в державці. Тому надійна фіксація пластин надзвичайно важлива для зазначених видів обробки , більше число яких виконується на високих швидкостях.

Більшість існуючих сучасних методів кріплення пластин допускають мікропереміщення пластини в державці , що часто призводить до викришування ріжучої кромки і утворення тріщин. А це викликає необхідність більш частої зміни інструменту, що, безсумнівно, виливається у втрачені гроші і час. Таким чином, надійність закріплення пластини - це актуальна проблема, на пошуки способів боротьби з якою йде багато сил. Недоліком стандартних методів закріплення пластин є неможливість уникнути мікропереміщень пластини в державці. При цьому від надмірних навантажень страждають всі елементи системи кріплення. Зокрема, деформуються поверхні державки в місцях контакту з пластиною. До факторів, що негативно впливають на звичайну систему кріплення , можна також віднести зміну напрямку подачі і перевищення значень глибин різання. Надійність і точність

81

позиціонування системи кріплення пластин грає чи не ключову роль при здійсненні операцій високошвидкісної обробки . При істотному підвищенні швидкостей обертання шпинделя саме від цих чинників залежить сталість показників шорсткості готової деталі.

Успішність виконання операції та її економічна ефективність багато в чому залежать від того, наскільки високою і передбачуваною буде стійкість різального інструменту. Для забезпечення достатнього опору зусиллям різання слід закріплювати пластину по трьом опорним точкам державки. Щоб уникнути похибки установки треба забезпечити правильну індексацію та налаштування положення. Повинні бути збалансованість інструменту, так як навіть незначна величина биття може негативно вплинути на характер процесу різання.

Таким чином інструмент повинен характеризуватися високою сприйнятливістю пластин до коливань сил різання, мати підвищену жорсткість і надійність кріплення пластин. УДК 621.9

Середенко Б.М., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл.

ВИЗНАЧЕННЯ ТОВЩИНИ ЗРІЗУ ПРИ ФРЕЗЕРУВАННІ СФЕРИЧНИМИ ФРЕЗАМИ

Для розрахунку зусиль різання та аналізу впливу режимів різання на їх величини при фрезеруванні сферичними кінцевими фрезами необхідно знати товщину зрізуваного шару в кожній точці різальної кромки фрези та її зміну при обертанні фрези навколо осі. Крім того товщину зрізу необхідно враховувати тільки на активній довжині різальної кромки та визначених для кожної точки різальної кромки кутах контакту з заготовкою в залежності від заданих глибини різання, кроку між проходами фрези та кута випередження.

Для вирішення цієї задачі вводяться наступні системи координат: з деталлю пов’язуємо нерухому систему координат XYZ, вісь X якої співпадає з напрямком вектора подачі S

, а рухому систему координат X1Y1Z1 пов’язуємо з зубом фрези, при

чому вісь Z1 направимо вздовж осі обертання фрези, нахиленої під кутом випередження

âèït в напрямку вектора подачі S

. Положення зуба в просторі при обертанні навколо осі фрези визначатимемо кутом t . Визначення товщини зрізу проведемо для сферичної фрези з плоскою передньою поверхнею та нульовим інструментальним переднім кутом. Оскільки в такої фрези різальна кромка буде лежати в осьовій площині, положення вектора, дотичного до різальної кромки в будь-якій точці визначатимемо величиною інструментального кута в плані .

В нерухомій системі координат XYZ координати точок різальної кромки фрези з радіусом R сферичної різальної частини матимуть вигляд:

)cos()sin()sin( âèïttRX )cos()sin( tRY

)sin()sin()sin()cos()cos(1 âèïâèï ttRtRZ Вектори, направлені вздовж різальної кромки, напрямку швидкості головного

руху різання та руху подачі будуть відповідно:

cos(t))cos(j)sin()sin()cos()sin(cos

âèïâèï tttiP

82

)sin()sin()cos()cos()sin( âèïâèï tttk

)sin(cos(t)k-sin(t)j)cos()cos( âèïâèï tttiV

SziS

Товщину зрізуваного шару визначимо по відомій залежності:

p

p

N

SNa

,

де pN

- вектор нормалі до статичної поверхні різання, який в кожній точці

кромки визначаємо як вектор нормалі до статичної площини різання VPN p

.

Розрахунок товщини зрізуваного шару при фрезеруванні площини з заданою глибиною різання pa та кроком між проходами фрези ea проводимо тільки для тих

різальних кромок, в яких координата paZ , оскільки інші точки кромки, де ця умова

не виконується, знаходяться за межами припуску, що зрізається, і не приймають участі в різанні. Крім того при розрахунках визначаємо для кожної точки різальної кромки два значення кута t , які відповідають врізанню та виходу точки в заготовки. Так наприклад для зустрічного фрезерування кут t в процесі різання змінюється від нуля до значення

âèõt , яке визначається наступною залежністю:

)sin(R

a-)sin(Rarccost e

âèõ

Отримані залежності дозволяють визначити та проаналізувати зміну товщини зрізуваного шару вздовж різальної кромки для будь якого її кутового положення в залежності від заданих режимів різання та кута випередження і можуть бути використані для визначення зусиль різання при обробленні таким інструментом. УДК 621.9

Середенко Б.М., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл.

ВПЛИВ КУТА ВИПЕРЕДЖЕННЯ НА ЗАВАНТАЖЕННЯ РІЗАЛЬНИХ КРОМОК СФЕРИЧНИХ ФРЕЗ

Основними показником завантаження різальних інструментів в процесі різання є зусилля різання. Надмірно високі зусилля різання можуть призвести до викришування різальних кромок або взагалі поломки різальної частини. Для уникнення цього, при проектуванні інструменту та призначенні режимів різання виникає задача аналізу завантаження різних точок інструменту, яке характеризується значеннями швидкості різання та величиною зрізуваного шару. Для уникнення різанням центральною частиною сферичної кінцевої фрези її вісь нахиляють в напрямку подачі, що призводить до зміщення активної довжини різальної кромки до периферії та зміни завантаження різальних кромок інструменту.

Для виявлення впливу кута випередження на завантаження різальних кромок було проведено розрахунок товщини зрізуваного шару при різних кутах випередження (рис. 1). Розрахунки проведено для фрези 6 мм при зустрічному фрезеруванні площини з подачею 0,1мм/зуб, глибиною різання та відстанню між проходами фрези рівними 0,5 мм.

83

0204060800

2040

6080

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

а)020406080

020

4060

80

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

б)

0204060800

2040

6080

0

0.01

0.02

0.03

0.04

0.05

в) Рис. 1. Зміна товщини зрізуваного шару вздовж різальної кромки в процесі

різання при різних кутах випередження: а – tвип=0; б - tвип=10; в - tвип=20. Розрахунки показали, що максимальна товщина зрізуваного шару для наведених

кутів випередження складає відповідно 0,04мм, 0,03мм, 0,02мм. В результаті аналізу отриманих даних встановлено, що надання інструменту

кута випередження призводить до зменшення максимальної товщини зрізуваного шару та дуги контакту різальної кромки з оброблюваною поверхнею. В результаті цього зменшується час контакту зуба фрези з заготовкою, що призводить до зменшення тепла, що передається в інструмент. Крім того, в порівнянні з фрезеруванням без кута випередження, зменшується дуга тертя зуба фрези з заготовкою при врізанні за рахунок більш різкого зростання товщини зрізуваного шару при обертанні фрези. Можна припустити, що надання кута випередження осі фрези також є резервом для підвищення продуктивності оброблення за рахунок збільшення подачі, оскільки для забезпечення максимальної товщини зрізуваного шару 0,04мм, визначеної для фрезерування без кута випередження, при кутах випередження tвип=10 та tвип=20 подачу на зуб можна збільшити до значень 0,14мм/зуб та 0,18мм/зуб відповідно. УДК 621.9

Середенко Б.М., студ., Равська Н.С., д.т.н., проф.

ВИЗНАЧЕННЯ НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНОГО СТАНУ ТВЕРДОСПЛАВНИХ СФЕРИЧНИХ ФРЕЗ В УМОВАХ ШВИДКІСНОЇ

ОБРОБКИ

В сучасному машинобудуванні існує широка номенклатура деталей, геометрія яких включає складнопрофільні поверхні. До таких деталей відносять: копіри, матриці і пуансони штампів, прес-форми, моделі для точного лиття, лопатки турбін, шнеки, моноколеса та інші.

84

Оброблення деталей такого типу здійснюється твердосплавними кінцевими фрезами на верстатах з ЧПК. Незважаючи на те, що сучасні верстати забезпечують оброблення в режимі високих та надвисоких швидкостей, реалізується воно не повною мірою. Причиною цього найчастіше є різальний інструмент, конструкція і вимоги до працездатності якого відповідають традиційному різанню.

Різними виробниками виготовляється різальний інструмент, у якого рекомендовані режими експлуатації не відповідають режимам швидкісного різання. Такий стан викликаний тим, що на сьогодні відсутня теорія проектування різального інструменту для умов швидкісного різання. Створення такої теорії потребує великих фінансових та часових витрат. Проте, з розвитком інформаційних технологій та сучасного програмного забезпечення, з’явилася можливість відстежити поведінку об’єкта (процес фрезерування) на основі 3D моделювання.

Використання 3D моделювання процесу різання дає можливість провести комп’ютерний експеримент по визначенню зусиль різання та напружено-деформованого стану інструменту в заданих умовах швидкісного різання.

Результати проведених комп’ютерного та натурного експериментів для твердосплавної фрези діаметром 6 мм при швидкісному фрезеруванні сталі 5ХНМ твердістю 50 HRCэ наведені в табл..1.

Таблиця 1. Результати Вид

експерименту Режими різання Складові сил різання

V, м/хв Sz, мм/зуб

ae,

мм Ph Pv Py Pрез

Комп’ютерний 140 0,08 0,2 25 24 42 54 Натурний 140 0,08 0,2 31 29 32 52

Моделювання напруженого стану інструменту показало концентрації напружень в області виходу стружкової канавки.

Аналіз табл..1 показує, що розходження результатів натурного експерименту та моделювання не перевищує 25%. УДК 621.9

Сироїд І.В., студент; Пасічник В.А., д.т.н., професор

ФОРМАЛІЗАЦІЯ СИНТЕЗУ ОСЬОВОГО РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ

Із всієї кількості поверхонь, які використовуються в машинобудуванні особливе місце займають поверхні, які обробляються осьовим інструментом, трудомісткість оброблення яких займає приблизно 50% від загальної трудомісткості із них приблизно 60% складної форми, що потребують обробки декількома видами інструментів або комбінованим осьовим різальним інструментом (КОРІ).

Так як з економічної точки зору в великосерійному і масовому виробництві, КОРІ має перевагу за рахунок зменшення штучного часу обробки деталі виникла необхідність вдосконалення процедур вибору і проектування такого інструменту. Проте існує складність підбору КОРІ для обробки складного отвору і потребує багато часу і високої кваліфікації проектувальника. Тому автоматизація проектування КОРІ може вирішувати дану задачу шляхом дослідження в області формалізації синтезу КОРІ. За основу розробленої теорії складає інформаційно-логічний принцип проектування де переглянуті методи рішення багатьох задач проектування, розроблення способів рішення формалізації, кількісний опис і вибір пріоритетів

85

оптимальності. За умовою цього принципу, забезпечується рішення по вибору осьового різального інструменту.

В даній теорії розроблений алгоритм рішення задач структурного проектування осьового різального інструменту. Який включає в себе систему кодування та опису геометричних параметрів отвору що буде оброблятися (рис.).

Кодове позначення: X–X–X–X–X

1. Форма поверхні з кутом 2. Основний тип 3. Глибина (довжина) отвору 4. Шорсткість поверхні 5. Точність поверхні

Рис. 1.. Система кодового позначення елементів комбінованого отвору

Під формою поверхні з кутом розуміють поверхні: - циліндрична поверхня (яка відхиляється на 00 відносно осі отвору); - торцева поверхня (яка відхиляється на 900 відносно осі отвору); - конічна поверхня (яка відхиляється на 00< <900 відносно осі

отвору); Під основним типом розуміють поверхні:

- гладкі; - різьбові (з різноманітними типами різі);

Під глибиною (довжиною) отвору розуміють: - глибина (глухий отвір); - довжина (наскрізний отвір);

У випадку з складним отвором який містить декілька послідовних елементів буде записуватись код на кожен елемент отвору окремо з довжиною від початку отвору перед кодом на кожен елемент. Далі на основі опису отвору можна вирішувати задачі автоматизованого підбору КОРІ. УДК 621.9

Смолинець О.Р., студ.; Майданюк С.В., асистент

ДИСКОВА ВІДРІЗНА ФРЕЗА З РІЗНОНАПРАВЛЕНИМИ ЗУБЦЯМИ

Дисковий відрізний інструмент широко використовується для розрізання різних матеріалів, в тому числі металів, пластмас і дерева. Його конструкції, залежно від призначення, регламентуються стандартами. При цьому умови роботи, а отже і вимоги до конструкції, для різних матеріалів сильно відрізняються. З точки зору механічної обробки, найбільші труднощі виникають при різанні металів. Процес механічної обробки металів супроводжується значними зусиллями і температурами в зоні різання, і саме при відрізанні найчастіше зустрічаються виходи з ладу дискового відрізного інструмента через його поломку. Тому предметом дослідження є дискові відрізні фрези для обробки металів.

Відрізні фрези працюють у важких обмежених умовах, що пояснюється великим числом зубів, недостатньо задовільною формою стружкових канавок, наявністю двох допоміжних ріжучих кромок з несприятливою геометрією, вельми короткою головною

86

різальною кромкою, несприятливими умовами стружкоутворення, переривистим характером процесу різання, змінним в часі навантаженням на зуби інструменту. Уривчастість процесу різання створює несприятливі умови для роботи інструменту, сприяє виникненню шкідливих вібрацій з великою амплітудою і порівняно малою частотою.

Все це є причиною інтенсивного зносу і поломок інструменту, які, як правило, виникають унаслідок затискання стружки в канавках. Тому велике значення для фрез відрізних має число зубів, форма профілю зуба, розміри зуба і западини.

В значній мірі ефективність процесу відрізки заготовок дисковими фрезами залежить від конструкції зуба фрези, яка визначається формою профілю і значеннями геометричних параметрів. Найбільш раціональне дроблення стружки відбувається шляхом поділу її на три частини. Експериментально встановлено, що наявність стружкоподілу зменшує тангенціальні зусилля та зусилля подачі.

Стійкість і продуктивність відрізних фрез шириною більше 2мм можна підвищити, якщо разом з розміщення стружки по ширині розвантажити кутові ділянки ріжучих кромок. Така фреза на одному з кожної пари суміжних зубів має канавку, на іншому обнижена з обох сторін шляхом знімання допоміжних задніх поверхонь під кутом. Проте, питання профілізації таких фрез з різними розмірами конструктивних елементів, з необхідними величинами геометричних параметрів різальної частини розроблені недостатньо.

Для підвищення працездатності фрез застосовують різні способи ступінчастого заточування зуба фрези, що зменшує ширину зрізу, сприяє порівняно вільному розміщенню стружки в стружковій канавці. Проте практичне застосування відомих способів ступінчастого заточування ускладнює процес виготовлення і переточувань фрез в процесі експлуатації.

Як показують численні дослідження в стандартних конструкціях відрізних фрез не вирішено питання з осьовою силою, що діє на вісь фрези. Осьова сила у відрізних фрез стандартних конструкцій головним чином визначається сумою зусиль, що діють на кожен зуб фрези, що бере участь в процесі різання.

Існують розробки фрез відрізних з різнонаправленими зубами, перевага яких в тому, що сумарні зусилля різання зменшуються за рахунок зміни напрямку сил, що діють на кожен зуб фрези, що бере участь в процесі різання в даний момент. Разом з тим їх проектування і профілізація розроблені недостатньо, що є одній з причин їх малого розповсюдження. Проте відомі конструкції мають свої недоліки. Зокрема, також не вирішено питання з осьовою силою фрези, що діє на оправку. Зуби даних фрез заточуються без перехідних ріжучих кромок, що так само погіршує процес різання, розділення стружки по ширині.

Великий вплив на роботу фрези надає схема зрізання припуску. У практиці застосовуються різні схеми зрізання припуску. Для того, щоб забезпечити нормальні умови стружкоутворення та її вільного розміщення в западині зуба доцільно використовувати групову схему зрізання припуску, шляхом зменшення на кожному зубі довжини активної ріжучої кромки. Розділення широкої стружки на ряд ділянок можна добитися шляхом зміни діаметральних розмірів суміжних зубів і форми різальних кромок.

Таким чином фрези відрізні можуть проектуватися з різними схемами зрізання припуску. Проте можливості, переваги, недоліки та область доцільного застосування різних схем у пил з різнонаправленими зубцями не визначені.

Серед геометричних параметрів різального інструменту кут нахилу головної різальної кромки займає особливе місце. Це пояснюється тим, що він найбільш

87

багатоспрямовано впливає на головні характеристики процесу різання і в першу чергу на деформацію зрізуваного шару, при перетворенні його на стружку.

Зміна головного кута в плані викликає зміну співвідношення між товщиною зрізуваного шару і робочою довжиною різальної кромки, але при цьому положення передньої поверхні інструменту відносно напрямку руху інструменту залишається незмінним. Зміну товщини зрізуваного шару викликає зміна величини кута зрушення, нормальної сили, сили тертя і сили зрушення, але напрям руху стружки залишається при цьому незмінним.

Зміну кута нахилу головної різальної кромки змінює як положення передньої поверхні інструменту щодо напряму його руху, так і відношення робочої довжини різальної кромки до товщини зрізуваного шару. При цьому змінюється не тільки робоча довжина різальної кромки, але, в деяких випадках, і товщина зрізуваного шару.

В умовах скованого різання багатообразний вплив кута нахилу головної різальної кромки посилюється скованим сходом стружки по передній поверхні, що має місце при позитивному знаку кута нахилу різальної кромки.

Зміна кута нахилу різальної кромки приводить у численної групи інструментів до зміни величин робочого переднього і заднього кутів, що також змінює умови деформації зрізуваного шару і зносу задньої поверхні інструменту.

Таким чином, на підставі досліджень різних конструкцій інструментів з різними величинами і знаками кута нахилу різальної кромки, а також досліджень конструкцій фрез відрізних, можна зробити вивід про те, що за рахунок зміни геометрії різальної частини фрези відрізної і розташування різальної кромки під деяким кутом нахилу кромки можна добитися зменшення вібрації фрези при роботі, що дозволяє працювати на вищих частотах обертання, зменшення шуму, підвищення якості (шорсткості) зрізу, зменшення задирок на зрізі, змінити схему зрізання припуску, зменшити ширину зрізу кожним зубом і забезпечити за цей рахунок вільне розміщення стружки в западині зуба, поліпшити процес стружкоутворення за рахунок розділення стружки по ширині, що забезпечить збільшення строку служби відрізних фрез.

Одними з основних параметрів, який характеризує високу продуктивність фрези, є зусилля різання та шорсткість обробленої поверхні, тому оцінка переваг фрез даної конструкції, в порівнянні з фрезами стандартних конструкцій, доцільно проводити при випробуваннях зусиль різання. УДК 621.91:678.5

Степаненко С.О., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н., доц., Бесарабець Ю.Й.І., к.т.н., доц.

ПРИСТРІЙ ДЛЯ ОБРОБКИ ОТВОРІВ У ЛИСТОВИХ ПОЛІМЕРНИХ МАТЕРІАЛАХ

З’єднання деталей з полімерних композиційних матеріалів (ПКМ) між собою здійснюється за допомогою болтових та клепальних з’єднань, що потребує виготовлення отворів. Обробка отворів у деталях з ПКМ викликає низку проблем, зумовлених низькою якістю оброблених поверхонь отвору та низькою стійкістю різальних інструментів. Під час оброблення отворів виникає ряд дефектів, що є неприпустимим для більшості виробів, що працюють в умовах високих навантажень. З метою підвищення якості оброблення композиту під час свердління намагаються знизити сили різання, підвищити жорсткість технологічної системи, створити сприятливі умови стружкоутворення.

Для обробки отворів був запропонований пристрій, який складається з

88

комбінованого різального інструменту 1 та різально-направляючої втулки 2 (рис.1). Робоча частина інструменту складається з двох частин – центральної різальної пластини 3 та поворотних ножів 4 і 5. Центральна різальна пластина 3 призначена для обробки отвору в суцільному матеріалі, тобто вона обробляє у заготовці 6 наскрізний отвір діаметром D1. Перший ступінь інструменту діаметром D1 є фактично чорновим. Його призначення – видалити більшу частину матеріалу при обробці отвору. При цьому важливо, щоб дефекти обробки (сколи, спучування, розшарування) не перевищували розміри отвору D2.

Рис. 1. Схема пристрою

Другий ступінь інструменту, що складається з ножів 4 і 5 та різальної втулки 2, є чистовим і призначений для остаточної обробки отвору D2. Поворотні ножі 4 і 5 встановлені на осі і можуть займати два положення – неробоче та робоче. Під час обробки отвору центральною пластиною ножі займають неробоче положення і знаходяться між поверхнею отвору, що обробляється та лисками корпусу інструменту. У робочому положенні ножі 4 і 5 повертаються навколо осі, притискаються силами різання до опорних поверхонь корпусу та обробляють остаточний отвір діаметром D2 . Поворотні ножі встановлені на бічних поверхнях корпусу інструменту. Таке розміщення ножів дозволяє взаємно компенсувати радіальну силу, що виникає на протилежних ножах і знизити радіальне переміщення інструменту. За таких умов зазор між поворотними ножами та різальною втулкою залишається практично незмінним (не перевищує діаметра армуючих волокон композиту), що забезпечує якісне зрізання волокон без ворсистості та сколів, суттєво знижує ризик розшарування композиту.

Різальна втулка 2 має внутрішній діаметр D2, виконана з інструментального матеріалу і призначена для одержання якісного зрізу верхніх шарів заготовки поворотними ножами.

Література: 1. PATENT US 2003/0202853 A1 Oct.30, 2003 Step drill for minimization of burrs

when drilling, Sung-Lim Ko, Jae-Eun Hang. 2. Патент на корисну модель UA 77455 МПК В23В 51/08 (2006.01), Опубл.

11.02.2013, Бюл. 3. Пристрій для обробки отворів у композитах. Адаменко Ю.І., Бесарабець Ю.Й., Корбут Є.В., Грабівський О.В.

89

УДК 621.923

Тарган Д.В., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл.; Майборода В.С., д.т.н., проф.

ДОСЛІДЖЕННЯ ГЕОМЕТРІЇ МІТЧИКІВ ІЗ ШВИДКОРІЗАЛЬНОЇ СТАЛІ ПІСЛЯ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ОБРОБЛЕННЯ

При виготовленні різьбонарізного інструменту велику увагу потрібно приділяти геометричній точності робочої частини, яка впливає на точність профілю нарізаної різьби. Важливо, щоб після фінішних етапів оброблення інструмента, геометрія робочої частини не змінювалась, а якісні характеристики підвищувалися.

Метою даної роботи є дослідження розмірної точності мітчиків виготовлених із швидкорізальної сталі до та після магнітно-абразивного оброблення (МАО), та порівняння результатів із стандартизованими розмірами.

Досліджування виконували на мітчиках М5, виготовлених із швидкорізальної сталі Р6М5. Мітчики були оброблені різними магнітно-абразивними матеріалами (МАМ), а саме Царамам 315/200мкм та Полімам-Т 200/160мкм і при однакових режимах оброблення.

Для визначення ступеню точності мітчиків було проконтрольовано геометричні параметри різьби їх робочих частин на універсальному інструментальному мікроскопі УІМ23 ЛОМО. Схему вимірювання точності наведено на рис. 1.

Рис. 1. Контроль геометричних параметрів різьби робочої частини мітчиків

Результати вимірювань геометричних параметрів різьби наведені у таблиці 1. Таблиця 1. Геометричні параметри різьби робочої частини мітчиків.

Геометричні параметри

мітчика

Ступінь точності

М5

ГОСТ 16925-93 До МАО Царамам

315/200мкм Полімам-Т 200/160мкм

Зовнішній діаметр d, найм., мм.

Всі 5+0,040 5,052 5,049 5,051

Середній діаметр d2,

мм.

1 4,510-0,020 2 4,530-0,020

3 4,550-0,020 4,543 4,539 4,540

Внутрішній діаметр d1, найб., мм.

Всі 4,084 3,796 3,792 3,793

Кут в плані φ

13 12 13

Передній кут γ

15 15 15

Аналіз отриманих результатів показує, що мітчики відповідають 3 ступеню точності та відповідають ГОСТ 16925-93. Також було встановлено, що МАО мітчиків,

90

виготовлених із швидкорізальної сталі, незалежно від МАМ, що використовується для оброблення, не впливає на геометричну точність різьбонарізного інструменту, що є вагомою перевагою МАО на фінішних етапах його виготовлення. УДК 621.91:678.5

Степаненко C.O. , студ.; Бесарабець Ю.Й. , к.т.н., доц.; Адаменко Ю.І. , к.т.н., доц.

РОЗРОБКА КОНСТРУКЦІЇ ПОВОРОТНИХ НОЖІВ ДЛЯ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ОБРОБКИ ОТВОРІВ В ДЕТАЛЯХ З ПОЛІМЕРНИХ КОМПОЗИТІВ

Під час обробки отворів у деталях з полімерних композитів виникає ряд дефектів: розшарування матеріалу, викришування, ворсистістьта інші, які призводять до зниження механічних та експлуатаційних показників виробів. У роботі ставилось завдання дослідження впливу геометричних параметрів ножів на якість обробки отворів.

Для дослідження розточування отворів у композитах було розроблено конструкцію розточувальної головки з поворотними ножами. Інструмент складається з борштанги та двох поворотних ножів, встановлених на одній осі (рис.1). Ножі мають два положення: неробоче та робоче. У неробочому положенні ножі проходять в попередньо оброблений отвір діаметром D1під час робочої подачі, а в робочому положенні ножі повертаються навколо осі і обробляють отвір діаметром D2 під час зворотної подачі в бік хвостової частини. Така схема обробки зумовлена тим, що заготовка буде притискатися до кондукторної втулки (на рисунку не показана).Хвостовик виконує роль направляючої частини та служить для закріплення на верстаті.

Для обробки полімерних композитів у якості інструментального матеріалу застосовують тверді сплави та швидкорізальні сталі. Тверді сплави мають вищу стійкість, проте конструктивні розміри ножів не дозволяють застосовувати їх. Тому в якості матеріалу інструменту була вибрана швидкорізальна сталь Р6М5. Ця сталь має меншу теплостійкість та зносостійкість порівняно з твердими сплавами, але різальна кромка має менший радіус заокруглення, що позитивно впливає на якість обробки.

Для дослідів геометричні параметри леза варіюються на кількох рівнях. Головний кут в плані φ = -30°; -15°; 0°; 15°; 30°, передній кут у поздовжній площині γ = 5°; 10°; 15°, задній кут у поздовжній площині α = 10°; 15°; 20°; допоміжний кут в плані φ1 = 1°; 5°(рис.1).

Рис.1. Схема роботи пристрою та геометричні параметри ножа

91

За критерій оцінки якості обробленої поверхні прийнятий коефіцієнт, який називається фактором розшарування і визначається як відношення діаметра максимального розшарування до номінального діаметра отвору.

Література 1. Степанов A.A. Обработка резанием высокопрочных композиционных

полимерных материалов.— Л. : Машиностроение, Ленингр. отд-ние. 1987 176 с. 2. Патент на корисну модель UA 77455 МПК В23В 51/08 (2006.01), Опубл.

11.02.2013, Бюл. 3. Пристрій для обробки отворів у композитах. Адаменко Ю.І., Бесарабець Ю.Й., Корбут Є.В., Грабівський О.В. УДК 621.923

Тарган Д.В., студент; Майборода В.С., д.т.н., проф.; Бесарабець Ю.Й., к.т.н., доц.

ВПЛИВ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ОБРОБЛЕННЯ НА ЯКІСТЬ МІТЧИКІВ ІЗ ШВИДКОРІЗАЛЬНОЇ СТАЛІ

Магнітно-абразивне оброблення (МАО) різального інструмента (РІ) є сучасним та ефективним методом оброблення, який забезпечує формування мікрогеометричних параметрів поверхонь та різальних кромок (РК), необхідних величин радіусів округлення РК, зміцнення поверхневого шару.

Метою даної роботи є дослідження впливу МАО на формування радіусів округлення РК, якості робочих поверхонь та зміцнення поверхневого шару робочої частини мітчиків при МАО різними магнітно-абразивними матеріалами (МАМ), які в процесі оброблення під дією магнітних сил формуються в магнітно-абразивний інструмент (МАІ).

Експериментальні досліджування виконували на мітчиках М5, виготовлених із швидкорізальної сталі Р6М5. Оброблення виконували на експериментальному верстаті з кільцевим розташуванням робочої щілини. Швидкість руху деталі вздовж кільцевої ванни 3м/с., швидкість обертання навколо власної осі – 250об/хв. Величина магнітної індукції у вільних від МАМ робочих щілинах складала 0,25Тл. Кути базування мітчиків у робочій зоні: кут нахилу осі мітчиків p до площини робочої зони - 42° та кут повороту осі мітчиків відносно дотичної до кола обертання навколо осі кільцевої ванни q – 0°. Умови базування відновлювального стержневого елементу (ВСЕ) з немагнітного матеріалу діаметром 8мм відповідали рекомендаціям наведеним в [1]. Час оброблення в сумі складав 180с, з них 120с в режимі «стікання» і обертання проти годинникової стрілки навколо власної осі та 60с в режимі «натікання» і обертання за годинниковою стрілкою навколо власної осі. Для МАО використовували різні типи МАМ, а саме Царамам 315/200мкм та Полімам-Т - 200/160мкм. У вихідному стані радіуси округлення РК мітчиків при вершині зуба складали 13мкм, радіуси округлення бічної різальної кромки зуба – 10мкм. Наявні задирки на передню поверхню. Твердість поверхневого шару робочої частини – HV=6,8ГПа.

Вимірювання радіуса округлення проводили на оптичному приладі MicroCAD. Поверхневу твердість мітчиків визначали на мікротвердомірі ПМТ-3 при навантаженні на індентор 0,5; 1; 1,5 і 2Н.

92

Рис.1. Радіуси округлення РК при обробленні Царамам 315/200мкм

Рис.2. Радіуси округлення РК при обробленні Полімам-Т 200/160мкм

Величина округлення РК мітчиків в процесі нарізання різі буде суттєво впливати на їх працездатність та стійкість. Вплив МАО на зміну величини радіусів округлення РК мітчиків в залежності від МАМ представлено у вигляді гістограм на рис. 1 та 2. Після оброблення мітчиків Царамам, радіус округлення РК при вершині збільшився до 17,7мкм, бічної РК – до 10,4мкм. Після оброблення мітчиків Полімам-Т, радіус округлення РК при вершині збільшився до 26,3мкм, бічної РК – до 11,3мкм. Зовнішній вигляд зубців мітчиків до та після МАО представлені на рис. 3.

а) б) в)

Рис. 3. Зовнішній вигляд зубців мітчиків до та після МАО: а) до МАО; б) Царамам 315/200мкм; в) Полімам-Т 200/160мкм

Результати досліджень поверхневої твердості наведено у вигляді гістограм на рис. 4. Після МАО, при використанні Царамам 315/200мкм відбувається збільшення поверхневої твердості мітчиків до 8,3 ГПа, а при використанні Полімам-Т 200/160мкм – до 7,4 ГПа, що пов’язано з умовами контакту частинок МАІ з поверхнею, а саме величиною зони реального контакту мікрорізальних кромок окремих частинок з оброблюваною поверхнею, яка залежить від середнього радіусу РК частинок і для порошку Царамам складає 37,4мкм, а для порошку Полімам-Т – 48,6мкм.

Рис. 4. Поверхнева твердість HV робочої частини мітчиків до та після МАО

93

Після МАО головні геометричні розміри мітчика не змінюються, а твердість та мікрогеометрія покращуються, що в процесі експлуатації позитивно впливає на стійкість та працездатність РІ.

Література: 1. В. Майборода Магнітно-абразивне оброблення кінцевого різального

інструменту в умовах великих магнітних щілин з використанням відновлювальних елементів / В. Майборода, Д. Джулій, І. Ткачук, О. Бєляєв// Вісник ТНТУ.- 2012 - №4(68) – С 133-141.

УДК 004.942:621.95.02

Татарин Я.В., студ.; Пасічник В.А., д.т.н., проф.

ОПТИМІЗАЦІЯ ВИБОРУ АЛЬТЕРНАТИВ КОМБІНОВАНОГО ОСЬОВОГО РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ

Використання комбінованого інструменту спрямоване на підвищення продуктивності, зменшення кількості переходів та кількості використовуваних інструментів. Проте, на практиці, ситуація є складнішою, адже використання комбінованих інструментів веде за собою додаткові ускладнення.

Основною проблемою, яка постає при використанні таких інструментів, є правильний вибір комбінації інструментів, адже від цього залежить на скільки може вирости продуктивність не лише в технологічному, а й в економічному плані. Чим складніший отвір і жорсткіші умови до якості оброблених поверхонь – тим більше затрат на розрахунок та виготовлення комбінованого інструменту. При виборі комбінації інструментів потрібно враховувати не лише форму та тип інструменту, а й складність комбінування складових, проблематику розрахунку та узгодження режимів різання, послідовність обробки і т.д. Тому, стає очевидно, що вибір комбінованого інструменту не є тривіальним завданням, а потребує вирішення комбінаторної задачі з багатьма складовими.

Загалом, комбінований інструмент, в більшості випадків, є спеціальним інструментом під конкретну оброблювану поверхню. Основні підприємства-виробники інструментів, такі як Sandvik Coromant, Seco tools, Walter та ін., найчастіше пропонують або суцільні комбіновані інструменти з механічним кріпленням твердосплавних пластин або збірні комбіновані інструменти більш простої форми, з 2-3 ступенями. Проте, трапляються випадки, коли для обробки комбінованого отвору недостатньо стандартних пропозицій. Тому розробка методики для оптимізації вибору комбінованого осьового інструменту, на нашу думку, є важливим і потрібним завданням.

При виборі інструменту для будь-якої оброблюваної поверхні, найперше, з чим потрібно визначитися, це вихідні данні. Для комбінованих отворів це може бути матеріал деталі, вимоги до точності та шорсткості отвору або окремих його поверхностей, тип отвору, глибина різання. Виходячи з цих даних можна отримати базові дані для синтезу комбінованого інструменту для обробки даного отвору. Наступним кроком потрібно проаналізувати такі вихідні дані, як форма отвору, його тип та вимоги до точності і шорсткості. Це дасть можливість розбити отвір на елементарні поверхні та базові технологічні переходи. Синтезувавши послідовність технологічних переходів, ми матимемо точну інформацію про те чим і в якій

94

послідовності потрібно обробляти отвір. Відповідно, це надає можливість перейти до наступного кроку – синтез інструменту, потрібного для обробки.

Виходячи з інформації про технологічні переходи, може бути створений базовий набір інструментів, з допомогою яких можна задовольнити вимоги до обробки отвору. Користуючись матрицею сумісності та отриманими даними, може бути синтезований один або кілька комбінованих інструментів. Проте, на даному етапі ми можемо визначити лише комбінацію простих інструментів в складний. Для того, щоб отримати більш детальні вимоги для виготовлення потрібного інструменту, потрібно визначити, в яких умовах працюватиме інструмент. Наступним етапом є аналіз отвору і розрахунок набору глибин різання для кожного технологічного переходу. Далі призначаємо подачу, користуючись загальноприйнятими формулами та обмеженнями. Після призначення подачі розраховуємо необхідну швидкість різання та частоту обертання. Отримавши початкові дані про режими різання для кожного окремого технологічного переходу, можна проаналізувати додаткові обмеження, які накладаються на інструмент. При аналізі слід враховувати попередній синтез, тобто те, які базові інструменти будуть знаходитися в складі одного комбінованого.

Якщо обмеження не задовольняються, потрібно проводити корекцію режимів різання доти, доки не будуть задоволені всі умови. Після цього переходимо до останнього кроку – оптимізація режимів, що в сукупності забезпечуватиме найвищий економічний ефект. УДК 621.941

Тимохін О.Ю., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н., доц.

РОЗТОЧУВАЛЬНІ ГОЛОВКИ ДЛЯ ЧОРНОВОЇ ОБРОБКИ

Розточувальні головки характеризуються високою продуктивністю і знайшли широкезастосування в автоматизованому виробництві. Прогресивним інструментом є регульовані однолезові розточувальні збірні головки, оснащені збірними багатогранними твердосплавними пластинами. Налаштування головки на розмір обробки виконується на спеціальнихприладах. Точність, що є доступною в виробничих умовах, складає від ±0,01 до ±0,02 мм в залежності від діаметра отвору та кваліфікації оператора.

Однозубі збірні розточувальні головки успішно застосовуються як однолезовий інструмент для всіх видів розточування, тобто чорнового, напівчистового та чистового. При чорновій розточці припуск повинен бути достатньо рівномірним. Надмірно великі ударні навантаження при розточуванні такими головками не рекомендуються.

Для більш продуктивної обробки отворів з пониженими вимогами до точності розташування осі раціонально використовувати розточувальні головки, що мають два радіально розташованих ріжучих зуба та подачу змащувально-охолоджуючої рідини, що направлена до пластин. В такому випадку подача може бути збільшена до двох разів на відміну від подачі при використані однозубих головок. Точність обробки отворів таким інструментом відповідає 9 квалітету.

Конструкція розточувальних головок з двома ріжучими зубами дозволяє урівноважити радіальну складову сили різання та істотно зменшити динаміку процесу розточування, зменшити вібрації.Проте збільшувати число зубів більше двох не раціонально, так як це значно ускладнює конструкцію інструмента, зменшує діапазон регулювання по діаметру і не дозволяє працювати на підвищених швидкостях із-за динамічної нестійкості процесу розточування.

95

Конструкція двозубих розточувальних головок є ефективною і універсальною для розточувальних робіт, особливо при обробці заготовок з чавуну, а оснащення їх твердосплавними пластинами значно спрощує експлуатацію головок, так як не виникає необхідності переточки після зносу і зберігається довжина головки. Застосування пластин з новими формами передньої поверхні дозволяє вирішити питання стружкоутворення при обробці сталі.

Для розточування коротких отворів діаметром 80-250 мм в корпусних деталях на станках з ЧПК застосовуються двозубі регульовані розточувальні головки оснащені трьох- або чотирьохгранними стандартними пластинами без задніх кутів. Такі розточувальні головки можуть виконуватися з двома варіантами державок і схем різання при розточуванні. Перший варіант використовується тоді, коли ріжучі кромки пластин знаходяться на однаковій відстані від осі і подача на оберт рівномірно розподіляється між двома зубами головки. Другий варіант – для трьохгранних або ромбічних пластин. В цьому випадку вершини ріжучих пластин розташовані на різній відстані від осі головки і глибина різання розділена між двома ріжучими лезами.

Завдяки розточувальним головкам можна отримувати отвори широкого діапазону розмірів високої якості з максимальною продуктивністю та ефективністю механічної обробки.Для високої продуктивності розточування, головки повинні мати велику жорсткість, геометричну точність та простоту налаштування.

Література 1. Баранчиков В.И. Справочник конструктора-инструментальщика: Под общ. ред. В.И. Баранчикова.- М.: Машиностроение, 1994.- 560 с. 2. Сахаров Г.Н. Металлорежущие инструменты/ Г.Н. Сахаров, О.Б. Арбузов, Ю.Л. Боровой и др. М.: Машиностроение, 1989.—328 с.

УДК 621.923

Ткачук І.В., аспір.; Майборода В.С., д.т.н., проф.

КЕРУВАННЯ ГРАДІЄНТОМ МАГНІТНОГО ПОЛЯ ПРИ ФОРМУВАННІ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ІНСТРУМЕНТУ В КІЛЬЦЕВІЙ РОБОЧІЙ

ЩІЛИНІ

Специфікою магнітно-абразивного оброблення (МАО) довгомірних деталей на верстатах з кільцевим розташуванням робочої щілини є активне переформування магнітно-абразивного інструменту (МАІ), недоліком є те що в процесі оброблення основна маса магнітно-абразивного порошку витісняється за межі робочої зони або в верхню, або в нижню частину, в залежності від напрямку обертання навколо осі кільцевої ванни, в область, де величина магнітних сил недостатня для формування необхідної щільності та жорсткості МАІ. При таких умовах достатньо складно прогнозувати та контролювати процес оброблення. Однією із складових формування магнітно-абразивного порошку в МАІ в процесі магнітно-абразивного оброблення є магнітна індукція в робочих зазорах установки і характер її зміни по робочому обєму.

Мета роботи: дослідження можливості керування градієнтом магнітного поля при магнітно-абразивному обробленні довгомірних деталей з використанням відновлювальних стрижневих елементів (ВСЕ) спеціальної конструкції.

Для визначення градієнту магнітного поля в робочих щілинах установки типу кільцева ванна використовували мілітеслометр Ф4355 з датчиком Холла. Цей ефект полягає у виникненні поперечного електричного поля і різниці потенціалів у

96

провіднику, по якому проходить електричний струм при його розташуванні в магнітному полі, перпендикулярно до напрямку магнітного потоку. Вимірювання проводили в різних точках магнітного зазору і за його межами. В зазор поміщали ВСЕ виготовлені як з парамагнітного матеріалу так і з спеціальними магнітними вставками довжиною 10, 20, 30, 45 мм. Результати вимірювання представлені у вигляді топограм на рис. 1.

Рис. 1. Величина магнітної індукції в робочій щілині верстату з використанням ВСЕ спеціальної конструкції

Як показано на топограмах магнітні вставки концентрують біля себе лінії магнітного поля. Для кращої візуалізації на рис. 2 зображено зміну величини магнітної індукції в залежності від конструктивних параметрів ВСЕ. Отримані дані свідчать про те що в процесі МАО повинно буде відбуватися пере розподілення і зміщення частинок МАІ у напрямку до зон з підвищеною магнітною індукцією.

Рис. 2. Зміна величини магнітної індукції в робочій щілині верстату з використанням ВСЕ спеціальної конструкції

Магнітні сили будуть утримувати і структурувати МАІ в квазістабільні стовпчики, але розриватимуть верето-подібні формування, які утворюються в середній частині робочої щілини, знижуючи при цьому щільність МАІ в зонах де розташовуються магнітні вставки. Отримані результати потребують подальшого аналізу і дослідження.

97

УДК 621.9.02

Цемашко В.В., Адаменко Ю.І., к.т.н., доц.

МОДИФІКАЦІЯ ПРОФІЛЮ ЗУБІВ СПВВІСНИХ ДОВБАЧІВ

Для підвищення продуктивності та якості обробки зубчастих коліс у ряді випадків використовують співвісні довбачі. Використання співвісної конструкції довбачів дозволяє раціонально розподілити припуск на обробку між окремими інструментами. Метою роботи є дослідження існуючих методів модифікації профілю зубівдовбачів та визначення їх раціональних конструкцій. Для цього були проведені літературні та патентні дослідження.

Відома конструкція інструменту, у якого на непарних зубцях верхня частина профілю різальних кромок виконана у вигляді однієї дуги кола з центром на осі профілю і двох сполучених прямолінійних ділянок, нахилених до осі добача під кутом 30°, а на парних зубцях - у вигляді двох дуг кіл, кожна з яких пов'язана з однією з бічних ріжучих кромок і з однією з прямолінійних ділянок, нахилених до осі довбача під кутом 15°. Схема обробки наведена на рис.1а.

Профілі зубів можуть мати різноманітну конфігурацію, зокрема на парних та непарних зубах виконані стружкороздільніелементи у вигляді фасок (рис.1б); профілі парних та непарних зубів виконані похилими в один та інший бік (рис.1в); профіль зуба утворений сукупністю стандартних змінних твердосплавних пластин (рис.1г); профіль зуба з односторонньою модифікацією (рис.1д); профіль зуба з канавками (рис.1є); профіль зуба з гвинтовими різальними кромками (рис.1ж); профіль стандартного довбача (рис.1з).

а) б) в) г)

д) є) ж) з)

Рис.1. Схеми модифікації профілів Представлені вище модифіковані профілі зубів мають пені переваги та недоліки.

Для визначення найбільш раціональних схем завантаження різальної частини був

98

проведений порівняльний аналіз перерізів припуску матеріалу, який залишається для обробки чистовим довбачем. Розрахунок виконувався в автоматизованій програмі проектування «КОМПАС-3D V13» для кожного зуба. Найбільш прийнятною виявилась схема модифікації, ображена на рис. 1б, що відповідає більш рівномірному розподілу припуску. Така модифікація дозволяє розділити складні П - подібні шари на простіші і збільшити бічні задні кути на неперекритих ділянках різальних кромок фасок. Можна очікувати, що стійкість цих зубів буде вищою стійкості стандартних.

Література 1. Олифиренко М.И. Прогрессивные процессы зубодолбления. - К.:Тэхника, 1988.-

190 с.ISBN 5-335-00100-3. 2. ПатентRU 2258584, МПКВ23F21/10 Комплектный долбяк с

дифференцированием срезаемого слоя. 3. ПатентSU1039657, МПК В23F21/10 Долбяк. Радзевич С.П.

УДК 004.942:621.9.02

Юхимчук В.М., аспірант; Пасічник В.А., д.т.н., проф.

ЗАГАЛЬНІ ПИТАННЯ ОРГАНІЗАЦІЇ ТА УПРАВЛІННЯ ДАНИМИ ПРО ІНСТРУМЕНТАЛЬНЕ ОСНАЩЕННЯ

Розроблення засобів представлення цифрових даних про різальний інструмент полегшує оброблення та обмін інформацією про інструмент незалежно від використовуваного програмного та апаратного забезпечення. Використання інформаційної інструментальної моделі дозволяє ідентифікувати інструмент для кожного технологічно переходу на всіх етапах інструментального забезпечення виробництва – від закупівлі до утилізації. Стандартизований опис інструментального оснащення полегшує передачу даних між CAD/CAM/CAPP/PDM/ERP та іншими автоматизованими системами.

Виробники різального інструменту в СНД намагаються перейти на нещодавно прийняті стандарти «Представлення та обміну даним про різальні інструменти»: ГОСТ Р 54131-2010 Частина 5. Довідник по складальним елементам; ГОСТ Р 54132-2010 Частина 4. Довідковий словник по адаптивним елементам; ГОСТ Р 54879-2011 Частина 3. Довідковий словник по інструментальним засобам; ГОСТ Р 55342-2012 Частина 150. Посібник користувача. Фактично ці стандарти є автентичним перекладом зарубіжних міжнародних стандартів ISO 13399 «Cutting tool date representation and exchange» – основних стандартів в області управління даними про інструмент. Стандарт призначений для використання на виробництві, виробниками та постачальниками різального інструменту.

Опис різальних інструментів включає в себе геометричні дані і дані про розміри, дані ідентифікації і призначення, змішані дані, дані про запасні частини, різальних матеріалах. Описується також інформація про комбінації різальних елементів, затискних пристосувань та регулювальних компонентів. Типові складання різального оснащення наведені на рис. 1

99

Рис. 1. Типові складання різального оснащення.

На основі стандарту ISO 13399 інструментальні компанії та виробники програмного забезпечення розробляють власні рішення. Компанія Siemens PLM Software розробила версію структури каталогів для загальної класифікації інструментального оснащення (GTS). Система допомагає перетворювати дані про інструментальне оснащення у відповідність до архітектури приймаючої системи, спрощує навігацію та пошук. Основною перевагою GTS є хороша сумісність з CAM-системами. Вбудована підтримка 3D спрощує використання об’ємних моделей для програмування СЧПУ та верифікації керуючих програм.

Sandvik Coromant та TDM Systems розробляють систему управління даними про інструмент Adveon. Система інтегрується в програмне забезпечення CAM, надає доступ для завантаження даних про продукт будь-якого постачальника інструменту та підтримає створення високоякісних інструментальних складань.

Система WinTool компанії Datos являється інтегрованим рішення по організації даних про інструментальне оснащення на виробництві. Технічні дані знаходяться в центральній базі даних і доступні всім виробничим підрозділам, а за допомогою програмних інтерфейсів єднання зі складською системою та контролерами ЧПК.

Для використання даних про інструментальне оснащення у САПР ТП потрібно розширити кількість класифікаційних ознак, які необхідні для синтезу різних варіантів інструментального оснащення для оброблення деталі та їх порівняння за критеріями максимальної продуктивності, мінімальної вартості виготовлення або ін. Однак такі системи класифікації повинні містити стандартизовані параметри інструментального оснащення для автоматизованої передачі в виробничу систему.

100

ЗМІСТ Стор.

1 Абдибаев Максут. студ.; Солодкий В.И. к.т.н. доц. СРАВНЕНИЕ МЕТОДОВ ФОРМООБРАЗОВАНИЯ ЗАДНИХ ПОВЕРХНОСТЕЙ СПИРАЛЬНЫХ СВЕРЛ………………………………. 3

2 Алеян Г.C., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл. ГЕОМЕТРІЯ СВЕРДЛА З ПЛАСТИНОЮ ТВЕРДОГО СПЛАВУ……… 5

3 Бакуха О.О. студ., Потапов Д.М. студ., Мініцька Н.В. к.т.н., доцент ВПЛИВ ТИПУ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ІНСТРУМЕНТУ НА РОБОТУ РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ…………………………………. 6

4 Баленко А.В., студ.; Пасічник В.А., д.т.н., проф. ФОРМАЛІЗАЦІЯ ОПИСУ ОСЬОВОГО РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ 8

5 Богун О.Л., студ., Ковальова Л.І., доц. ПРОФІЛЮВАННЯ ФАСОННИХ ФРЕЗ ПРИ КУТОВОМУ ЗАТИЛУВАННІ ПО СПІРАЛІ АРХІМЕДА………………………………. 9

6

Боримський В.А., студ.; Равська Н.С., д.т.н.,проф.; Бесарабець Ю.Й., к.т.н., доц. ПІДВИЩЕННЯ СТІЙКОСТІ КІНЦЕВИХ ФРЕЗ ЗА РАХУНОК УТВОРЕННЯ ВТОРИННИХ ЗМІЦНЕНИХ СТРУКТУР………………… 10

7 Борченко А.І., студ.; Равська Н.С., д.т.н., проф. АНАЛІЗ КОНСТРУКЦІЇ ТА ГЕОМЕТРІЇ ШПОНКОВИХ ФРЕЗ……….. 12

8 Борисенко Д.А., студ.; Равська Н.С., д.т.н, проф.; Плівак О.А., інж. АНАЛІЗ КОНСТРУКЦІЙ СПІРАЛЬНИХ СВЕРДЕЛ З ПОЛІПШЕНОЮ ГЕОМЕТРІЄЮ ПЕРЕДНЬОЇ ПОВЕРХНІ…………………………………. 13

9 Борисюк Д.Ю., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н. АНАЛІЗ КОНСТУКЦІЙ РУШНИЧНИХ СВЕРДЕЛ……………………… 15

10 Булах І.О. аспірант, Милокост С.М. студ., Глоба О.В. к.т.н., доц. ЗАЛЕЖНІСТЬ ТЕМПЕРАТУРИ СВЕРДЛА ДЛЯ ОБРОБКИ ПКМ ВІД КОНСТРУКЦІЇ………………………………………………………………. 16

11 Валько Ю.О., студ.; Ковальова Л.І., к.т.н., доц. ВИЗНАЧЕННЯ ТОВЩИНИ ЗРІЗУ СПІРАЛЬНОГО СВЕРДЛА З ЛАМАНИМИ РІЗАЛЬНИМИ КРОМКАМИ……………………………… 18

12 Величко Д.С. студ., Солодкий В.І. к.т.н. доц. СВЕРДЛЕННЯ ГЛИБОКИХ ОТВОРІВ ПІД НАРІЗЬ…………………….. 19

13 Воробйов С. П., асп.; Равська Н. С., д.т.н., проф. ОСОБЛИВОСТІ ФОРМОУТВОРЕННЯ АРОЧНИХ ЗУБЧАСТИХ КОЛІС………………………………………………………………………... 20

14 Гжибовецький Є.С., студ.; Бесарабець Ю.Й., к.т.н., доц. КОМБІНОВАНИЙ ІНСТРУМЕНТ ДЛЯ ВИГОТОВЛННЯ СТУПІНЧАСТИХ ОТВОРІВ……………………………………………….. 22

15 Гречук А.І., студ.; Глоба О.В., к.т.н., доц. ВИЗНАЧЕННЯ ТЕМПЕРАТУРНОГО ПОЛЯ В ЗОНІ РІЗАННЯ ПРИ СВЕРДЛІННІ ПКМ…………………………………………………………. 24

16 Гринзовский О.А., студ.; Ковальова Л.І., к.т.н., доц. ОСНОВИ МОДЕЛЮВАННЯ РІЗАЛЬНІХ ІНСТРУМЕНТІВ У CREO PARAMETRIC……………………………………………………………….. 26

17 Гринцкевич О.О., студ., Ковальова Л.І., доц. ГЕОМЕТРІЯ ЗБІРНИХ ФАСОННИХ ФРЕЗ, ЗАТИЛОВАНИХ ПО КОЛУ………………………………………………………………………… 27

18 Гульчак А.В. студ., Солодкий В.І. к.т.н., доц. 28

101

ОСОБЛИВОСТІ РОБОТИ ФАСОННИХ РІЗЦІВ………………………….

19

Джулій Д.Ю., асп.; Майборода В.С., д.т.н., проф.; Сорока О.Б., д.т.н., Родічев Ю.М., к.т.н. ВПЛИВ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ОБРОБЛЕННЯ НА ОПІР РУЙНУВАННЮ ТА МІЦНІСТЬ БАГАТОГРАННИХ НЕПЕРЕТОЧУВАНИХ ТВЕРДОСПЛАВНИХ ПЛАСТИН……………… 29

20 Дроздік В. В., студ., Глоба О. В., к. т. н., доц.. ВПЛИВ ПЕРЕДНЬОГО КУТА НА ПРОЦЕС СВЕРДЛІННЯ ПОЛІМЕРНИХ КОМПОЗИЦІЙНИХ МАТЕРІАЛІВ……………………... 32

21 Заболотний.О.А., студ., Равська Н.С,, д.т.н., проф. ОСОБЛИВОСТІ КОНСТРУКЦІЙ ЛОТАТЕЙ, ТЕХНОЛОГІЙ ВИГОТОВЛЕННЯ ДЛЯ ВІТРОГЕНЕРАТОРІВ…………………………... 33

22 Іванченко Д.О. студ., Солодкий В.І. к.т.н., доц. КРУТНІ ДЕФОРМАЦІЇ ПРИ УТВОРЕННІ РІЗІ МІТЧИКАМИ………… 34

23 Іванюк В.М., студ.; Майданюк С.В., асистент ВИБІР ДИСКОВОЇ ПИЛКИ ДЛЯ РОЗРІЗАННЯ ПЛИТ З ЛАМІНОВАНОГО ДСП……………………………………………………. 36

24 Іванюк В.М., студ.; Майданюк С.В., ассистент ТЕМПЕРАТУРА В ЗОНІ СТРУЖКОУТВОРЕННЯ ТА НА КОНТАКТНИХ ПОВЕРХНЯХ ІНСТРУМЕНТА…………………………. 37

25

Карпенко А.В. студ.; Каричківський М.І. студ.; Равська Н.С. проф., д.т.н. ЧЕРВ’ЯЧНА ФРЕЗА З НЕЗАЛЕЖНИМИ ВЕЛИЧИНАМИ ЗАДНІХ ВЕРШИННИХ ТА БОКОВИХ КУТІВ…………………………………….. 39

26 Кашева Д. К. студ., Солодкий В.І. к.т.н. доц. ОСОБЛИВОСТІ КОНСТРУЮВАННЯ ТОРЦЕВИХ ФРЕЗ……………… 40

27 Кіріна З.І., студ.; Герасимчук О.М., к.т.н., доц. ВПЛИВ ГЕОМЕТРИЧНИХ ПАРАМЕТРІВ ТОРЦЕВИХ ФРЕЗ НА ЕФЕКТИВНІСТЬ ОБРОБКИ ЧАВУНУ…………………………………… 41

28 Кіріна З.І., студ.; Герасимчук О.М., к.т.н., доц. КЛАСИФІКАЦІЯ ТОРЦЕВИХ ФАСОННИИХ ФРЕЗ ЗА ФОРМОЮ ПОВЕРХОНЬ РІЗАЛЬНОЇ ЧАСТИНИ……………………………………. 42

29 Колодєєв Є.Г., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл. СПОСОБИ ПІДВИЩЕННЯ ПРАЦЕЗДАТНОСТІ ТОРЦЕВИХ ФРЕЗ….. 44

30 Коцюба Н.І., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н., доц. ОСОБЛИВОСТІ РОЗТОЧУВАЛЬНИХ ГОЛОВОК ДЛЯ ЧИСТОВОЇ ОБРОБКИ……………………………………………………………………. 46

31 Кравець О.В., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл. АСПЕКТИ ВИКОРИСТАННЯ ЗМАЩУВАЛЬНО ОХОЛОДЖУЮЧИХ ТЕХНОЛОГІЧНИХ СЕРЕДОВИЩ В ПРОЦЕСІ ФРЕЗЕРУВАННЯ……. 47

32

Купрєєв Д.В., студ.; Добровольський А.Р., студ.; Ткачук І.В., аспір.; Майборода В.С., д.т.н., проф. ВЛИВ КОНСТРУКЦІЇ ВІДНОВЛЮВАЛЬНОГО ЕЛЕМАНТУ НА АБРАЗИВНО-ПОЛІРУЮЧУ ЗДАТНІСТЬ МАГНІТО-АБРАЗИВНОГО ІНСТРУМЕНТУ ПРИ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОМУ ОБРОБЛЕНІ……. 49

33 Лагодич В.Д., студ.; Майданюк С.В., асистент ЗУСИЛЛЯ РІЗАННЯ ДИСКОВИМИ ВІДРІЗНИМИ ФРЕЗАМИ З РІЗНОНАПРАВЛЕНИМИ ЗУБЦЯМИ…………………………………….. 51

34 Лагодич В.Д., студ.; Майданюк С.В., асистент СТАТИЧНІ ГЕОМЕТРИЧНІ ПАРАМЕТРИ ВІДРІЗНИХ ФРЕЗ З 52

102

РІЗНОНАПРАВЛЕНИМИ ЗУБЦЯМИ……………………………………..

35 Лопасов Є.В., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл. ПРОБЛЕМИ ГЛИБОКОГО СВЕРДЛІННЯ……………………………….. 53

36 Майданюк С.В., асистент; Плівак О.А., асистент. МОДУЛЬ СПРЯЖЕННЯ КОМПЛЕКСУ ДОСЛІДЖЕНЬ СИЛОВИХ ХАРАКТЕРИСТИК ПРИ РІЗАННІ………………………………………… 55

37 Максименко М.В., студ., Глоба О.В., к.т.н., доц., ст н.с, Ковальова Л.І., к.т.н., доц. КОНСТРУКЦІЯ КІЛЬЦЕВОГО СВЕРДЛА……………………………….. 56

38 Максименко М.В., студ., Ковальова Л.І., доц. МЕТОДИ АВТОМАТИЗОВАНОГО ПРОЕКТУВАННЯ ТЕХНОЛОГІЧНИХ ПРОЦЕСІВ…………………………………………… 58

39 Мельник А.В., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл. СВЕРДЛА ДЛЯ ГЛИБОКОГО СВЕРДЛІННЯ……………………………. 59

40

Оконченко І.В., студ.; Охріменко О.А., к.т.н., доц. ВИЗНАЧЕННЯ ПІДРІЗАННЯ ПРОФІЛЮ ГВИНТОВОЇ ПОВЕРХНІ УТВОРЕНОЮ ДИСКОВИМ ІНСТРУМЕНТОМ ПРЯМОЛІНІЙНОЇ ФОРМИ………………………………………………………………………. 61

41 Оробченко А.П., аспірант; Равська Н.С., д.т.н., проф. КОНЦЕПЦІЯ 3D МОДЕЛЮВАННЯ ПРОЦЕСУ РІЗАННЯ……………... 63

42

Парненко В. С., асистент МЕТОДИКА РОЗРАХУНКУ КУТА ПОВОРОТУ ІНСТРУМЕНТУ ДРУГОГО ПОРЯДКУ ДЛЯ ОТРИМАННЯ ВИЗНАЧЕНОГО НАХИЛУ ЗУБІВ ОБРОБЛЮВАНОГО ІНСТРУМЕНТА…………………………….. 64

43

Партика С.В., магістрант; Ткачук І.В., аспірант; Майборода В.С., д.т.н., проф. ДОСЛІДЖЕННЯ ВИКОРИСТАННЯ ВІДНОВЛЮВАНОГО СТЕРЖНЕВОГО ЕЛЕМЕНТУ СПЕЦІАЛЬНОЇ КОНСТРУКЦІЇ ПРИ МАГНТНО-АБРАЗИВНОМУ ОБРОБЛЕННІ ДОВГОМІРНИХ ДЕТАЛЕЙ ВИГОТОВЛЕНИХ З НЕМАГНІТНИХ МАТЕРІАЛІВ……… 66

44 Петров О.Д. студ., Ковальова Л.І., доц. ТВЕРДОТІЛЬНЕ ГЕОМЕТРИЧНЕ МОДЕЛЮВАННЯ РІЗАЛЬНОЇ ЧАСТИНИ КОНІЧНИХ РОЗГОРТОК……………………………………... 68

45 Поперечний О.В. студ.; Солодкий В.І. к.т.н. доц. КОНТАКТНЕ ПОЛЕ ЧЕРВ'ЯЧНОЇ ФРЕЗИ……………………………….. 69

46 Поперечний О.В. студ.; Солодкий В.І. к.т.н. доц. ПРОБЛЕМИ ФОРМОУТВОРЕННЯ ЧЕРВЯЧНИМ ФРЕЗАМИ………… 71

47 Поперечний О.В. студ.; Герасимчук О.М. к.т.н. доц. ЗАГАЛЬНІ ПИТАННЯ КОНСТРУЮВАННЯ ЧЕРВ'ЯЧНИХ ФРЕЗ……. 73

48 Потапов Д.М. студ., Мініцька Н.В. к.т.н., доцент МЕТОДИ ПОВЕРХНЕВОГО ФІНІШНОГО ОБРОБЛЕННЯ…………….. 75

49 Ревенко А.І. студ., Солодкий В.І. к.т.н. доц. ОСОБЛИВОСТІ ЗАСТОВУВАННЯ ШПОНКОВИХ ФРЕЗ……………... 76

50 Рощепкін О.А., студ.; Вовк В.В. к.т.н., ст. викл. РОЗРОБКА ПІДСИСТЕМ САПР СПІРАЛЬНИХ СВЕРДЕЛ……………. 78

51 Рощепкін О.А., студ.; Вовк В.В. к.т.н., ст. викл. СТВОРЕННЯ САПР РІ В СУЧАСНИХ УМОВАХ………………………. 79

52 Сенченко Н.В., студ.; Герасимчук О.М., к.т.н., доц. НАДІЙНЕ ЗАКРІПЛЕННЯ ПЛАСТИН З ТВЕРДОГО СПЛАВУ В ТОРЦЕВІЙ ЗБІРНІЙ ФРЕЗІ………………………………………………… 80

103

53 Середенко Б.М., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл. ВИЗНАЧЕННЯ ТОВЩИНИ ЗРІЗУ ПРИ ФРЕЗЕРУВАННІ СФЕРИЧНИМИ ФРЕЗАМИ………………………………………………... 81

54 Середенко Б.М., студ.; Вовк В.В., к.т.н., ст. викл. ВПЛИВ КУТА ВИПЕРЕДЖЕННЯ НА ЗАВАНТАЖЕННЯ РІЗАЛЬНИХ КРОМОК СФЕРИЧНИХ ФРЕЗ……………………………………………. 82

55

Середенко Б.М., студ., Равська Н.С., д.т.н., проф. ВИЗНАЧЕННЯ НАПРУЖЕНО-ДЕФОРМОВАНОГО СТАНУ ТВЕРДОСПЛАВНИХ СФЕРИЧНИХ ФРЕЗ В УМОВАХ ШВИДКІСНОЇ ОБРОБКИ…………………………………………………………………… 83

56 Сироїд І.В., студент; Пасічник В.А., д.т.н., професор ФОРМАЛІЗАЦІЯ СИНТЕЗУ ОСЬОВОГО РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ…………………………………………………………….. 84

57 Смолинець О.Р., студ.; Майданюк С.В., асистент ДИСКОВА ВІДРІЗНА ФРЕЗА З РІЗНОНАПРАВЛЕНИМИ ЗУБЦЯМИ.. 85

58

Степаненко С.О., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н., доц., Бесарабець Ю.Й.І., к.т.н., доц. ПРИСТРІЙ ДЛЯ ОБРОБКИ ОТВОРІВ У ЛИСТОВИХ ПОЛІМЕРНИХ МАТЕРІАЛАХ………………………………………………………………. 87

59

Тарган Д.В., студ.; Красновид Д.О., к.т.н., ст. викл.; Майборода В.С., д.т.н., проф. ДОСЛІДЖЕННЯ ГЕОМЕТРІЇ МІТЧИКІВ ІЗ ШВИДКОРІЗАЛЬНОЇ СТАЛІ ПІСЛЯ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ОБРОБЛЕННЯ………….. 89

60

Степаненко C.O. , студ.; Бесарабець Ю.Й. , к.т.н., доц.; Адаменко Ю.І. , к.т.н., доц. РОЗРОБКА КОНСТРУКЦІЇ ПОВОРОТНИХ НОЖІВ ДЛЯ ДОСЛІДЖЕННЯ ПРОЦЕСУ ОБРОБКИ ОТВОРІВ В ДЕТАЛЯХ З ПОЛІМЕРНИХ КОМПОЗИТІВ…………………………………………….. 90

61

Тарган Д.В., студент; Майборода В.С., д.т.н., проф.; Бесарабець Ю.Й., к.т.н., доц. ВПЛИВ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ОБРОБЛЕННЯ НА ЯКІСТЬ МІТЧИКІВ ІЗ ШВИДКОРІЗАЛЬНОЇ СТАЛІ……………………………... 91

62 Татарин Я.В., студ.; Пасічник В.А., д.т.н., проф. ОПТИМІЗАЦІЯ ВИБОРУ АЛЬТЕРНАТИВ КОМБІНОВАНОГО ОСЬОВОГО РІЗАЛЬНОГО ІНСТРУМЕНТУ……………………………... 93

63 Тимохін О.Ю., студ.; Адаменко Ю.І., к.т.н., доц. РОЗТОЧУВАЛЬНІ ГОЛОВКИ ДЛЯ ЧОРНОВОЇ ОБРОБКИ……………. 94

64

Ткачук І.В., аспір.; Майборода В.С., д.т.н., проф. КЕРУВАННЯ ГРАДІЄНТОМ МАГНІТНОГО ПОЛЯ ПРИ ФОРМУВАННІ МАГНІТНО-АБРАЗИВНОГО ІНСТРУМЕНТУ В КІЛЬЦЕВІЙ РОБОЧІЙ ЩІЛИНІ…………………………………………… 95

65 Цемашко В.В., Адаменко Ю.І., к.т.н., доц. МОДИФІКАЦІЯ ПРОФІЛЮ ЗУБІВ СПВВІСНИХ ДОВБАЧІВ………… 97

66 Юхимчук В.М., аспірант; Пасічник В.А., д.т.н., проф. ЗАГАЛЬНІ ПИТАННЯ ОРГАНІЗАЦІЇ ТА УПРАВЛІННЯ ДАНИМИ ПРО ІНСТРУМЕНТАЛЬНЕ ОСНАЩЕННЯ……………………………… 98

104

Підписано до друку 08.04.2014р. Формат 60х90/16 Папір офсетний. Друк – різографія. Наклад 20 прим.

НТУУ "КПІ", ММІ